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ESCUELA SUPERIOR POLITÉCNICA DE CHIMBORAZO
FACULTAD DE MECÁNICA
ESCUELA DE INGENIERÍA MECÁNICA
“DISEÑO TÉRMICO E HIDRÁULICO DE UN INTERCAMBIADOR DE CORAZA Y TUBOS”
LLANGARÍ LLIGUÍN VALERIA PRISCILA
SOLÍS SÁNCHEZ GERMÁN EDUARDO
TESIS DE GRADO
Previa a la obtención del Título de:
INGENIERO MECÁNICO
RIOBAMBA – ECUADOR
2012
DERECHOS DE AUTORÍA
El trabajo de grado que presentamos, es original y basado en el proceso de
investigación y/o adaptación tecnológica establecido en la Facultad de
Mecánica de la Escuela Superior Politécnica de Chimborazo. En tal virtud, los
fundamentos teórico - científicos y los resultados son de exclusiva
responsabilidad de los autores. El patrimonio intelectual le pertenece a la
Escuela Superior Politécnica de Chimborazo.
f) Llangarí Lliguín Valeria Priscila f) Solís Sánchez Germán Eduardo
DEDICATORIA
A las personas que toda mi vida me han brindado su apoyo, a mis padres
Jacinto y Socorro por su ejemplo y amor, a mis hermanas Tatiana y Carolina
por su comprensión y cariño.
A mis familiares y amigos que de una u otra manera supieron apoyarme en
esta etapa de mi vida.
Valeria Llangarí
A mis padres Martha y Germán por su apoyo incondicional, a mi hermana
Gabriela que ha sido un ejemplo de superación y constancia. Todo lo que soy
se lo debo a ustedes y les dedico esta meta alcanzada.
A mis amigos que me apoyaron en esta etapa importante de mi vida.
Germán Solís
AGRADECIMIENTO
Agradezco a Dios, a la Escuela Superior Politécnica de Chimborazo, en
especial a la Escuela de Ingeniería Mecánica, a mi director de tesis Ing. Ramiro
Valenzuela, a mi asesor de tesis Ing. Pacífico Riofrío y al Ing. Miguel Cedeño
Gerente Técnico de Industria Acero de los Andes, por la ayuda para la
culminación de este trabajo.
De manera especial a mis padres y hermanas que han sido mi inspiración para
culminar con éxito mi carrera.
Valeria Llangarí
Agradezco a Dios por darme la fortaleza suficiente para superar las cosas
difíciles que se han presentado en mi carrera estudiantil. A todos y cada uno
quienes hacen la Escuela de Ingeniería Mecánica.
Y en especial a mis padres que me apoyaron de una u otra manera para
culminar con éxito una etapa de mi vida. A mi hermana por apoyarme en todo
momento.
Germán Solís
CONTENIDO
Pág.
1. INTRODUCCIÓN 1.1 Antecedentes…………………………………………………………..….......…... 1 1.2 Justificación técnica, económica y social…………………………..……....…... 1 1.2.1 Justificación técnica……………………………………………….….…….......... 1 1.2.2 Justificación económica…………………………………….………….……........ 2 1.2.3 Justificación social…………………………………..………………………......…2 1.3. OBJETIVOS………………………………………………………………….......... 2 1.3.1 Objetivo general……………………………………………………...…..…….…. 2 1.3.2 Objetivos específicos………………………………………………….....……….. 2 2. MARCO TEÓRICO 2.1 Generalidades…………………………………………….…………………..….... 3 2.2 Introducción y principios básicos…………………………….………………...... 3 2.2.1 Trasferencia de calor……………………………………………….…………..….3 2.2.2 Tipos de transferencia de calor………………………………………..……….... 3 2.2.2.1 Transferencia de calor por conducción……………………………...……..…… 3 2.2.2.2 Transferencia de calor por convección……………………………….….....…... 4 2.2.2.3 Transferencia de calor por radiación………………………………….…….…... 5 2.2.3 Intercambiadores de calor……………………………………………………..…. 5 2.2.4 Tipos de intercambiadores de calor…………………………………………..…. 6 2.2.4.1 Tipos de intercambiadores de calor por su operación……………...……….... 6 2.2.4.2 Tipos de intercambiadores de calor por su función………………………….... 9 2.2.4.3 Tipos de intercambiadores de calor por la forma de construcción……........ 10 2.2.5 Intercambiador de calor tipo coraza y tubos……………………………......... 11
2.2.5.1 Usos de los intercambiadores de calor de coraza y tubos………...…...…… 12 2.2.5.2 Designación de intercambiadores de calor según TEMA…………...….…... 12 2.2.5.3 Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos……………....…… 14 2.2.5.4 Tipos de intercambiadores de calor a utilizar…………………………........... 20 2.3 Metodología de diseño de intercambiadores de calor………………............ 23 2.3.1 Datos proporcionados por el cliente………………………………………..….. 24 2.3.1.1 Lugar de funcionamiento………………………………………….…….…........ 24 2.3.1.2 Tipos de proceso a realizar…………………………………………………..… 27 2.3.1.3 Fluidos del proceso…………………………………………………..………….. 30 2.3.2 Propiedades físicas de los fluidos……………………………….....……....…. 32 2.3.2.1 Gravedad específica…………………………………………………………….. 32 2.3.2.2 Calor específico……………………………………………………….….....…... 33 2.3.2.3 Conductividad térmica………………………………………………….……..… 34 2.3.2.4 Viscosidad………………………………………………………………………… 36 2.3.3 Clasificación de los fluidos del proceso según TEMA………………..……... 37 2.3.4 Criterios para la selección de un intercambiador de calor…………..…….... 38 2.3.4.1 Criterios para la selección de materiales de construcción………….....….… 42 2.3.5 Diseño térmico……………………………………………………..…………..... 47 2.3.5.1 Método de la diferencia de temperatura media logarítmica LMTD……........ 47 2.3.5.2 Tamaño aproximado de un intercambiador de calor de coraza y tubos…... 50 2.3.5.3 Cálculos preliminares…………………………………………………..……….. 60 2.3.5.4 Cálculos auxiliares…………………………………………………...………….. 79 2.3.5.5 Evaluación del diseño térmico……………………………………………......... 92 2.3.6 Diseño hidráulico……………………………………………………………....... 94 2.3.6.1 Caída de presión en la coraza……………………………………….……...…. 94 2.3.6.2 Caída de presión en los tubos…………………………………………..……… 97 2.3.6.3 Evaluación del diseño hidráulico……………………………………….…..….. 98
3. DISEÑO TÉRMICO E HIDRÁULICO 3.1 Planteamiento del problema……………………………………….…..……..… 99 3.2 Diseño del intercambiador de calor tipo AES…………………..……..…...…. 99 3.2.1 Datos de entrada…………………………………………………………...….… 99 3.2.2 Diseño térmico………………………………………………………...….....…. 100 3.2.2.1 Cálculo del área supuesta………………………………………….……....… 100 3.2.2.2 Criterios de diseño………………………………………………...………....... 104 3.2.2.3 Cálculos preliminares…………………………………………………..……... 104 3.2.2.4 Cálculos auxiliares…………………………………………………..…..…..… 106 3.2.2.5 Evaluación del diseño térmico………………………………………….......... 108 3.2.3 Diseño hidráulico………………………………………………………….....… 110 3.2.3.1 Caída de presión en la coraza………………………………………….......... 110 3.2.3.2 Caída de presión en los tubos……………………………………………...... 111 3.2.3.3 Evaluación del diseño hidráulico…………………………………………...... 111 3.3 Diseño del intercambiador de calor tipo AKT……………………….…….… 111 3.3.1 Datos de entrada…………………………………………………………….… 111 3.3.2 Diseño térmico…………………………………………………………...…..… 113 3.3.2.1 Cálculo del área supuesta………………………………………………....…. 113 3.3.2.2 Criterios de diseño…………………………………………………………...... 116 3.3.2.3 Cálculos preliminares………………………………………………………..... 116 3.3.2.4 Cálculos auxiliares……………………………………………………………... 117 3.3.2.5 Evaluación del diseño térmico……………………………………………...... 119 3.3.3 Diseño hidráulico…………………………………………………...……..…… 120 3.3.3.1 Caída de presión en la coraza……………………………………………...... 120 3.3.3.2 Caída de presión en los tubos……………………………………………...... 121 3.3.3.3 Evaluación del diseño hidráulico…………………………………………...... 121
4. COMPARACIÓN DE RESULTADOS 4.1 Resultados del intercambiador de calor AES………………………..……… 122 4.1.1 Data sheet (HTRI)……………………………………………………………… 122 4.1.2 Data sheet (Programa Excel)………………………………………..…..…… 123 4.1.3 Comparación de los data sheet……………………………………...….…… 124
4.2 Resultados del intercambiador de calor AKT…………………………..…… 128 4.2.1 Data sheet (HTRI)…................................................................................... 128 4.2.2 Data sheet (Programa Excel)……………………………………………….… 129 4.2.3 Comparación de los data sheet…………………………………………….… 129 5. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES 5.1 Conclusiones……………………………………………….…………………... 133 5.2 Recomendaciones……………………………………………………………... 135 REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS BIBLIOGRAFÍA LINKOGRAFÍA ANEXOS
LISTA DE TABLAS
Pág.
1 Datos proporcionado por el cliente………………………………………….………. 24 2 Gravedad específica del agua y del vapor de agua………………………….…… 32 3 Calores específicos del agua y del vapor de agua………………………………... 33 4 Conductividades térmicas del agua y del vapor de agua……………………….... 35 5 Viscosidades dinámicas del agua y del vapor de agua………………………..…. 37 6 Comparación de TEMA para intercambiadores clases R, C y B………………... 38 7 Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales fijos…………….... 39 8 Comparación de TEMA de los diferentes tipos de coraza……………………….. 39 9 Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales removibles……....40 10 Guía para la selección del tipo de intercambiador de calor…………………….... 41 11 Guía para la selección del diámetro de los tubos…………………………….…… 42 12 Materiales para tubos de intercambiadores de calor……………………………... 46 13 Materiales para corazas de intercambiadores de calor…………………………... 46 14 Coeficientes de transferencia de calor típicos…………………………………..…. 53 15 Dimensiones estandarizadas de los tubos……………………………………........ 56 16 Valores de F1 para varios diámetros y disposición de tubos…………………..… 58 17 Valores de F2 para diferentes números de pasos en los tubos……………..…… 58 18 Valores de F3 para varias construcciones de haz de tubos…………………….... 58 19 Posibles combinaciones entre las relaciones de longitud efectiva de los tubos y diámetro interno de la coraza..................................................................59 20 Datos de entrada requeridos…………………………………………………….…... 60 21 Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para espejo fijo……….... 62 22 Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para cabezal y espejo flotante……………………………………………………………………….… 62 23 Conductividades térmicas λtw de algunos materiales típicos de tubos…….…… 64
24 Dimensiones recomendadas de pasos en la disposición de tubos……………… 64 25 Parámetros geométricos básicos en la disposición de tubos……………………. 65 26 Número de pasos en los tubos…………………………………………………….... 73 27 Coeficientes de correlación para ji y fi…………………………………………….… 90 28 Propiedades del fluido que circula por la coraza (AES)………………………….. 99 29. Propiedades del fluido que circula por los tubos (AES)……………………….... 100 30 Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AES)……………………………………………………………………………….… 102 31 Factores de corrección F1, F2 y F3 (AES)……………………………………….... 103 32 Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AES)……………………………………. 103 33 Criterios de diseño (AES)…………………………………………………………... 104 34 Cálculos preliminares (AES)…………………………………………………..…… 104 35 Cálculos auxiliares (AES)………………………………………………………..…. 106 36 Propiedades del fluido que circula por la coraza (AKT)……………………...…. 112 37 Propiedades del fluido que circula por los tubos (AKT)……………………...…. 112 38 Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AKT)……………………………………………………………………………….… 114 39 Factores de corrección F1, F2 y F3 (AKT)……………………………………….... 115 40 Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AKT)…………………………………..... 115 41 Criterios de diseño (AKT)………………………………………………………..…. 116 42 Cálculos preliminares (AKT)…………………………………………………..…… 116 43 Cálculos auxiliares (AKT)………………………………………………………..…. 117 44 Comparación de resultados (AES)………………………………………………... 125 45 Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AES)…………………. 126 46 Comprobación de valores admisibles (AES)……………………….……………. 127 47 Comparación de resultados (AKT)………………………………………………… 130 48 Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AKT)…………………. 131 49 Comprobación de valores admisibles (AKT)…………………………………...… 132
LISTA DE FIGURAS
Pág.
1 Transferencia de calor por conducción…………………………..…………..………. 4 2 Transferencia de calor por convección…………………………………....…………. 4 3 Intercambiador de calor de flujo paralelo……………………………….……..…….. 7 4 Intercambiador de calor de contraflujo……………………………….………………. 7 5 Intercambiador de calor de flujo cruzado………………………….……………….... 8 6 Intercambiador de calor de paso simple y de paso múltiple….………………….... 9 7 Intercambiador de calor regenerativo y no-regenerativo…………………….…… 10 8 Intercambiador de calor de coraza y tubos………………………………..………..10 9 Intercambiador de calor de placa……………………………………….………...… 11 10 Designación de intercambiadores de calor según TEMA……….……………….. 13 11 Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos…….…………………... 14 12 Disposiciones comunes para los tubos…………………….………………………. 15 13 Tipos de corazas…………………………………………..………………………..… 16 14 Tipos de deflectores segmentados………………….……………………………… 19 15 Intercambiador de cabezal flotante interno (Tipo AES)………………………....... 21 16 Rehervidor de caldera (Tipo AKT)……………………………………..……………. 22 17 Proceso de diseño de un intercambiador de calor……………….……………….. 23 18 Refinería Talara………………………………………………….………………….... 24 19 Esquema del proceso de destilación del petróleo……….………………………... 28 20 Gravedades específicas de hidrocarburos líquidos…………..……………………33 21 Calores específicos de hidrocarburos líquidos……………..………………………34 22 Conductividades térmicas de hidrocarburos líquidos………..…………………….35 23 Viscosidades dinámicas de hidrocarburos líquidos……………..………………… 36 24 Variación de las temperaturas de los fluidos en un intercambiador………..…… 48
25 Diámetro interno de la coraza y longitud efectiva de los tubos………….………. 59 26 Combinaciones recomendadas entre los diámetro de coraza ytubos………..… 63 27 Definiciones de longitud de tubo………………………………………………....…. 66 28 Altura de corte del deflector parcial Lbch relacionada a Bc……………….……….. 68 29 Valores recomendados de corte de deflector parcial Bc……………..…………… 68 30 Tramo máximo de tubo sin apoyo Lb,max………………………….………………… 70 31 Dibujo esquemático de la distribución de deflectores……….………….………… 71 32 Factor de corrección Ψn para pasos múltiples…………………….………………. 73 33 Patrón típico de flujo en corriente de bypass con tiras de sellado………..……...74 34 Espacio diametral tubo - agujero del deflector Ltb……………………….……...… 75 35 Espacio diametral coraza - deflector Lsb…………………………….…………...… 76 36 Espacio diametral interior de la coraza - haz de tubos Lbb….………………...…. 77 37 Relaciones geométricas del deflector…………………….………………………… 82 38 Región de flujo que cruza entre deflectores………….……………………………. 95 39 Región de flujo considerada para una ventana de flujo…………………..……….95 40 Región de flujo para los compartimentos del primero y el último……..………….97 41 Región de flujo de los tubos por cada paso……………………………..………….98 42 Data sheet HTRI (AES)…………………………………………….………………. 123 43 Data sheet del programa en Excel según TEMA (AES)….…………………….. 124 44 Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AES)….………………………….. 125 45 Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AES)…….... 127 46 Data sheet HTRI (AKT)…………………………………………………….………. 128 47 Data sheet del programa en Excel según TEMA (AKT)……………….……….. 129 48 Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AKT)………………..…………….. 130 49 Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AKT)…….... 132
SIMBOLOGÍA
αs Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de la coraza
αsc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido
αi Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal
αt Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de los tubos
αtc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido
∆pbi Caída de presión para un banco de tubos ideal
∆pc Caída de presión del flujo cruzado entre los deflectores
∆pe Caída de presión del fluido en los compartimentos del primero y el último
∆ps Caída de presión total del fluido en la coraza
∆ps allow Caída de presión máxima permisible en la coraza
∆pt Caída de presión del fluido en los tubos
∆pt allow Caída de presión máxima permisible en los tubos
∆pw Caída de presión en todas las ventanas de los deflectores
∆TA Diferencia de temperatura en el extremo A
∆TB Diferencia de temperatura en el extremo B
∆Tm Diferencia de temperatura media
θds Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de coraza interna
θctl Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro exterior de la última fila de tubos
θtp Ángulo característico en la disposición de tubos
λs Conductividad térmica a temperatura media del fluido en la coraza
λt Conductividad térmica a temperatura media del fluido en los tubos
λtw Conductividad térmica de la pared del tubo
µs Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza
µs,w Viscosidad dinámica a temperatura de la pared del tubo
µt Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en los tubos
ρs Densidad a temperatura media del fluido en la coraza
ρt Densidad a temperatura media del fluido en los tubos
(Φs)r Parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas
(Φs)-r Inverso del parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas
Ψc Factor de corrección del Ntt
a Coeficiente de correlación para ji y fi
A Área total de transferencia de calor
Ai Área interna del tubo
Am Área media efectiva
Ao Área total de transferencia de calor requerida
Ao’ Área efectiva de transferencia de calor
Ao cal Área de transferencia de calor calculada
Ao req Área de transferencia de calor requerida
b Coeficiente de correlación para ji y fi
Bc Corte del deflector como porcentaje de Ds
C1 Contante de distribución de tubos
Cbh Constante del tipo de flujo (coeficiente de transferencia de calor)
Cbp Constante del tipo de flujo (caída de presión)
CB Tipo de haz de tubos
Cph Calor específico del fluido caliente
Cpc Calor específico del fluido frío
Cps Calor específico a temperatura media del fluido en la coraza
Cpt Calor específico a temperatura media del fluido en los tubos
Dctl Diámetro primitivo de la última fila de tubos
Dotl Diámetro exterior de la última fila de tubos
Ds Diámetro interno de la coraza
Dt Diámetro externo del tubo
Dti Diámetro interno del tubo
Dw Diámetro hidráulico equivalente de una ventana de deflector parcial
fi Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal
ft Factor de rozamiento entre el fluido y la pared del tubo
F Factor de corrección del LMTD
F1 Factor de corrección por diámetro de tubo y arreglo de tubos
F2 Factor de corrección por el número de pasos en los tubos
F3 Factor de corrección por tipo de coraza y tipo de arreglo del haz de tubos
Fc Fracción de tubos en flujo cruzado entre los extremos de un deflector
Fsbp Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado
Fw Fracción de tubos en una ventana
g Gravedad
hfg Entalpía del fluido a la temperatura y presión de saturación
Hrp Pérdidas primarias por longitud de tubo
ji Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) para un banco de tubos ideal
Jb Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto del bypass
Jc Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial
Jl Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector
Jr Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) para gradiente de temperatura adverso en flujo laminar
(Jr)r Primera aproximación del factor de corrección en flujo laminar
Js Factor de corrección (coeficiente de transferencia de calor) por espacios desiguales de los deflectores en la entrada y/o salida
Lbb Espacio diametral interior de la coraza – haz de tubos
Lbc Espaciado central de deflectores
Lbch Altura de corte del deflector
Lbi Espacio del deflector de entrada
Lbo Espacio del deflector de salida
Li* Relación entre el espacio de entrada y el espaciado central de deflectores
Lo* Relación entre el espacio de salida y el espaciado central de deflectores
Lpl Expresa el efecto bypass de partición entre las paredes del tubo
Lpp Distancia efectiva entre filas de tubos en la dirección de flujo
Lsb Espacio diametral interior de la coraza – deflector
Lta Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor
Ltb Espacio diametral tubo OD - agujero del deflector
Lti Longitud de tubo en el deflector
Lto Longitud total de tubo
Ltp Paso en la disposición de tubos
Ltp,eff Paso efectivo en la disposición de tubos
Ltw Espesor de la pared del tubo
ms Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área
mt Velocidad másica del fluido que circula por cada tubo
Mc Flujo másicos del fluido frío
Mcl Flujo másicos delíquido frío a la salida
Mcv Flujo másicos de vapor saturado a la salida
Mh Flujo másicos del fluido caliente
Ms Velocidad másica del fluido en la coraza
Mt Velocidad másica del fluido en los tubos
mw Velocidad másica del fluido en la coraza
n Pendiente de la curva del factor de fricción
Nb Número de deflectores
Nc Número total de filas de tubos en todo el intercambiador
Nsp Número de pasos en la coraza
Nss Número pares de tiras de sellado
Ntcc Número efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo
Ntcw Número efectivo de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector
Ntp Número de pasos en los tubos
Ntt Número total de tubos
Ntw Número de tubos en una ventana
Nut Número de Nusselt del fluido en los tubos
Prs Número de Prandtl del fluido que circula por la coraza
Prt Número de Prandtl del fluido que circula por los tubos
q Calor transferido por unidad de tiempo
qcal Flujo de calor calculado
qreq Flujo de calor requerido
ri Radio interno del tubo
rlm Parámetro de correlación entre las áreas de fuga y el área de flujo
ro Radio externo del tubo
rs Parámetro de correlación entre las áreas de fuga
rss Parámetro de correlación entre el número de tiras de sellado y el número efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo
R Parámetro de trabajo para encontrar el factor de corrección para LMTD
Rb Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del bypass
Res Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza
Ret Número de Reynolds del fluido que circula por los tubos
Rfs Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de la coraza
Rft Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de los tubos
Rl Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector
Rs Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales de los deflectores en la entrada y/o salida
S Eficiencia térmica de un intercambiador de calor
S’ Eficiencia térmica real de un intercambiador de calor
Sb Área de bypass dentro de un deflector
Sm Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector
Ssb Área de fuga coraza - deflector
Stb Área de fuga tubo - deflector
Sw Área neta de flujo a través de una ventana del deflector
Swg Área bruta de ventana de flujo
Swt Área de la ventana del deflector parcial ocupada por los tubos
Tc Temperatura del fluido frío
Tci Temperatura del fluido frío a la entrada
Tco Temperatura del fluido frío a la salida
Th Temperatura del fluido caliente
Thi Temperatura del fluido caliente a la entrada
Tho Temperatura del fluido caliente a la salida
Ts,av Temperatura promedio del fluido en la coraza
Tsi Temperatura interna del fluido en la coraza
Tso Temperatura externa del fluido en la coraza
Tt,av Temperatura promedio del fluido en los tubos
Tti Temperatura interna del fluido en los tubos
Tto Temperatura externa del fluido en los tubos
Tw Temperatura de la pared del tubo
Uo Coeficiente global de transferencia de calor
Uo cal Coeficiente global de transferencia de calor calculado
vs Velocidad del fluido que circula por la coraza
vt Velocidad del fluido que circula por los tubos
LISTA DE ABREVIACIONES
ASME Sociedad Americana de Ingenieros Mecánicos
CMTD Diferencia de temperatura media logarítmica corregida
LMTD Diferencia de temperatura media logarítmica
NTU Número de Unidades de Transferencia
TEMA Asociación de Fabricantes de Intercambiadores Tubulares
MVGO Gasóleo Mediano de Vacío
LISTA DE ANEXOS
A Diagrama de flujo B Manual de operación del usuario C Esquema del intercambiador de calor AES D Disposición de los tubos del intercambiador AES E Dimensionamiento general del intercambiador AES F Esquema 3D del intercambiador de calor AES G Esquema del intercambiador de calor AKT H Disposición de los tubos del intercambiador AKT I Dimensionamiento general del intercambiador AKT J Esquema 3D del intercambiador de calor AKT
RESUMEN
El título de este trabajo de investigación es Diseño Térmico e Hidráulico de un
Intercambiador de Coraza y Tubos.
Se ha diseñado un intercambiador de calor de coraza y tubos con la colaboración de
Industria Acero de los Andes, la misma que servirá como memoria técnica para la
implementación de proyectos futuros a realizarse en la Refinería de Talara – Perú.
Se analizaron los tipos de procesos a realizarse en la Refinería, de los cuales los más
destacados son: El calentamiento de crudo utilizando crudo reducido, fluidos que no
presentan cambio de fase en el proceso, por lo cual se seleccionó un intercambiador
de calor tipo AES. La generación de vapor de agua utilizando MVGO (Gasóleo
Mediano de Vacío), proceso que permite el cambio de fase del agua, por lo cual se
seleccionó un intercambiador de calor tipo AKT.
Para el correcto diseño térmico se empleó el método LMTD (Diferencia de
Temperatura Media Logarítmica), con el cual se determinó el tamaño del
intercambiador de calorconociendo las temperaturas de entrada/salida, y el flujo
másico de los fluidos.
El diseño hidráulico se realizó con la finalidad de comprobar que las caídas de presión
se encuentren dentro de los rangos admisibles y consistió en el cálculo de: La caída
de presión en la coraza, que principalmente depende de la geometría de los
deflectores. La caída de presión en los tubos, que depende de la geometría de los
tubos y su número de pasos.
Para la validación del diseño se utilizó el software HTRI proporcionado por Industria
Acero de los Andes, con el cual se obtuvo resultados muy similares a los
proporcionados por el programa que se desarrolló en Excel.
ABSTRACT
The title of this research works is Thermal and Hydraulic Design of a Shell and Tube
Exchanger.
It was designed shell and tube heat exchangers with the collaboration of Acero de los
Andes Industry; it will serve, as a technical report for the implementation of future
projects will take place in the Talara Refinery, Peru.
It was analyzed the kinds of processes to be performed in the Refinery, from which the
most important are: The heating using reduced crude oil, fluids that exhibit no phase
change in the process, which was selected by a heat exchanger AES type. The steam
generation using MVGO (Medium Oil Vacuum), process that allows the phase change
of water, which was selected by a heat exchanger type AKT.
For the correct thermal design methodology was LMTD (Log Mean Temperature
Difference), which determined the size of heat exchanger knowing the input/output
temperatures, and the massive flow of fluids.
The hydraulic design was performed in order to verify that the pressure drops are
within the allowable ranges and consisted in the calculation of: The pressure drop on
the shell, which mainly depends on the geometry of the baffles. The pressure drop in
the pipes, which depends on the geometry of the tubes and the number of steps.
For design validation, HTRI softwarewas used, provided by Acero de los Andes
Industry, which was obtained with results very similar to those provided by the program
that was developed in Excel.
- 1 -
CAPÍTULO I
1. INTRODUCCIÓN
1.1 Antecedentes
A través de los años la necesidad del ser humano de transformar energía existente en
la naturaleza, a energía que sirva a la humanidad mediante sistemas mecánicos u
otros, ha llevado a la necesidad de que el calor debe ser transferido de un lugar a otro,
o bien, de un fluido a otro.
Los intercambiadores de calor nos permiten elevar la temperatura de un fluido, tales
como los hidrocarburos, con el fin de disminuir su viscosidad y así facilitar su
transporte, obteniendo un ahorro de energía. La utilización de estos equipos en las
refinerías se ha incrementado en tal forma, que se evidencia la necesidad de
incrementar la capacidad productiva de las empresas a través de la disminución del
tiempo, el costo de producción y un desarrollo local de ingeniería de diseño.
Por lo antes mencionado, Industria Acero de los Andes viendo la necesidad, se abre
campo en la industria de los intercambiadores de calor mediante un proyecto a
aplicarse en Talara - Perú. Para lo cual se necesita un estudio del diseño bajo normas
internacionales como ASME y TEMA, pudiendo desarrollar así una memoria técnica, la
que servirá para la aplicación del proyecto de la empresa.
1.2 Justificación técnica, económica y social
1.2.1 Justificación técnica. La limitación en la producción actual de
intercambiadores de calor es debida a una escasa incursión de los fabricantes en
diseños térmicos e hidráulicos, los cuales son realizados actualmente en su mayoría
por empresas extranjeras.
Con la existencia de una memoria técnica y un sistema computacional, Industria Acero
de los Andes tendrá la posibilidad de realizar el diseño de una variedad de
intercambiadores, con facilidad y sin tener que recurrir a empresas extranjeras.
- 2 -
1.2.2 Justificación económica. Debido al poco interés existente en la industria
ecuatoriana respecto al diseño térmico e hidráulico de un intercambiador de calor, el
desarrollo de este proyecto es rentable en función de la inversión que es baja si se
hace la relación beneficio – costo, ya que la implementación de este sistema
computarizado es muy fácil y se puede usar en cualquier computador que tenga Excel.
1.2.3 Justificación social.Este proyecto producirá un efecto positivo en esta zona
industrial, mejorará la calidad de vida e incentivará proyectos similares en los demás
sectores, logrando así la participación e integración, involucrando trabajo comunitario,
administración local, fuentes de trabajo, es decir el avance y progreso del sector
industrial.
1.3. OBJETIVOS
1.3.1 Objetivo general.Diseñar un intercambiador de calor de coraza y tubos,
enfocando el análisis en el ámbito térmico - hidráulico.
1.3.2 Objetivos específicos
Analizar el marco teórico de los intercambiadores de calor de coraza y tubos.
Diseñar un intercambiador de calor de coraza y tubos sin cambio de fase.
Diseñar un intercambiador de calor de coraza y tubos con cambio de fase.
Validar los diseños de los intercambiadores de calor mediante un software
especializado.
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CAPÍTULO II
2. MARCO TEÓRICO
2.1 Generalidades
En física, la transferencia de calor es el paso de energía térmica desde un cuerpo de
mayor temperatura a otro de menor temperatura. Cuando un cuerpo, por ejemplo, un
objeto sólido o un fluido, está a una temperatura diferente de la de su entorno u otro
cuerpo, la transferencia de energía térmicaocurre de tal manera que el cuerpo y su
entorno alcancen equilibrio térmico. La transferencia de calor siempre ocurre desde un
cuerpo más caliente a uno más frío, como resultado de la segunda ley de la
termodinámica.
2.2 Introducción y principios básicos
2.2.1 Trasferencia de calor. Al estudiar la transferencia de calor podemos decir que
no solo se trata de explicar cómo puede ser transferida la energía calorífica, sino
también trata de predecir la rapidez a la que se realizará este intercambio bajo ciertas
condiciones especificadas. La transferencia de calor contempla al primer y segundo
principios de la termodinámica, al proporcionar reglas experimentales adicionales que
se pueden utilizar para establecer la rapidez de transferencia de energía.
2.2.2 Tipos de transferencia de calor. Existen tres formas diferentes en las que el
calor puede pasar de la fuente al recibidor, aun cuando muchas de las aplicaciones en
la ingeniería son combinaciones de dos o tres de las mismas. Estas son: conducción,
convección y radiación.
2.2.2.1 Transferencia de calor por conducción. La conducción es el mecanismo de
transferencia de calor en escala atómica a través de la materia por actividad
molecular, por el choque de unas moléculas con otras, donde las partículas más
energéticas le entregan energía a las menos energéticas, produciéndose un flujo de
calor desde las temperaturas más altas a las más bajas.Los mejores conductores de
calor son los metales.
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Figura 1. Transferencia de calor por conducción
Fuente: Portalweb. Wikispaces
Para un volumen de espesor ∆x, con área de sección transversal A y cuyas caras
opuestas se encuentran a diferentes temperaturas T1 y T2, se encuentra que el calor
∆q transferido en un tiempo ∆t fluye del extremo caliente al frío. La rapidez de
transferencia de calor q está dada por la ley de la conducción de calor de Fourier.
dx
dTAkq −= (1)
Donde:
A = Área de transferencia de calor (m2)
k= Conductividad térmica del material (W/m°K)
dT/dx = Gradiente de temperatura
2.2.2.2 Transferencia de calor por convección. La convección es el mecanismo de
transferencia de calor por movimiento de masa o circulación dentro de la sustancia.
Puede ser natural, producida solo por las diferencias de densidades de la materia; o
forzada, cuando la materia es obligada a moverse de un lugar a otro, por ejemplo el
aire con un ventilador o el agua con una bomba. Sólo se produce en líquidos y gases
donde los átomos y moléculas son libres de moverse en el medio.
Figura 2. Transferencia de calor por convección
Fuente: Portalweb. Wikispaces
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La superficie A entrega calor con una temperatura T2 al fluido adyacente que se
encuentra a una temperatura T1. Un modelo de transferencia de calor q por
convección, llamado ley de enfriamiento de Newton, es el siguiente:
( )12 TTAhq −= (2)
Donde
h = Coeficiente de convección(W/m2°K)
A = Superficie que entrega calor (m2)
2.2.2.3 Transferencia de calor por radiación.La radiación térmica es energía emitida
por la materia que se encuentra a una temperatura dada, se produce directamente
desde la fuente hacia afuera en todas las direcciones. Esta energía es producida por
los cambios en las configuraciones electrónicas de los átomos o moléculas
constitutivas y transportadas por ondas electromagnéticas o fotones, por lo que recibe
el nombre de radiación electromagnética. A diferencia de la conducción y la
convección, o de otros tipos de onda, como el sonido, que necesitan un medio material
para propagarse, la radiación electromagnética es independiente de la materia para su
propagación, de hecho, la transferencia de energía por radiación es más efectiva en el
vacío.[1]
Considerar la transferencia de radiación por una superficie de área A, que se
encuentra a una temperatura T. La rapidez a la cual se libera energía se llama
potencia de radiación q. Esto se conoce como la ley de Stefan, que se escribe como:
4 TAq σε= (3)
Donde
ε =Emisividad, sus valores varían en el rango 0 < ε < 1
σ = Constante de Stefan-Boltzmann 5.67x10-8 (W/m2°K 4)
2.2.3 Intercambiadores de calor. En los sistemas mecánicos, químicos, nucleares y
otros, ocurre que el calor debe ser transferido de un lugar a otro, o bien, de un fluido a
otro. Los intercambiadores de calor son los dispositivos que permiten realizar dicha
tarea. Un entendimiento básico de los componentes mecánicos de los
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intercambiadores de calor es necesario para comprender cómo estos funcionan y
operan para un adecuado desempeño.
Las principales razones por las que se utilizan los intercambiadores de calor son:
• Calentar un fluido frío mediante un fluido con mayor temperatura.
• Reducir la temperatura de un fluido mediante un fluido con menor temperatura.
• Llevar al punto de ebullición a un fluido mediante un fluido con mayor
temperatura.
• Condensar un fluido en estado gaseoso por medio de un fluido frío.
• Llevar al punto de ebullición a un fluido mientras se condensa un fluido
gaseoso con mayor temperatura.
Debe quedar claro que la función de los intercambiadores de calor es la transferencia
de calor, donde los fluidos involucrados deben estar a temperaturas diferentes. En los
intercambiadores de calor los fluidos utilizados no están en contacto entre ellos, el
calor es transferido del fluido con mayor temperatura hacia el de menor temperatura al
encontrarse ambos fluidos en contacto térmico con las paredes metálicas que los
separan.
2.2.4 Tipos de intercambiadores de calor. Ya que los intercambiadores de calor se
presentan en muchas formas, tamaños, materiales de manufactura y modelos, estos
son categorizados de acuerdo con características comunes.Teniendo en cuenta esto,
los hemos clasificado de acuerdo a su operación, por su función y por la forma de
construcción.
2.2.4.1 Tipos de intercambiadores de calor por su operación. De a cuerdo a la
operación que deseamos realizar, podemos encontrar diversas direcciones relativas
que existe entre los dos flujos de fluido. Las tres categorías son: flujo paralelo,
contraflujo y flujo cruzado.
Flujo paralelo: Como se ilustra en la Figura 3, existe un flujo paralelo cuando el flujo
interno y externo fluyen en la misma dirección. En este caso, los dos fluidos entran al
intercambiador por el mismo extremo y estos presentan una diferencia de temperatura
significativa. La temperatura de los fluidos se aproxima la una a la otra, es decir que
uno disminuye su temperatura y el otro la aumenta tratando de alcanzar el equilibrio
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térmico entre ellos.Debe quedar claro que el fluido con menor temperatura nunca
alcanza la temperatura del fluido más caliente.
Figura 3. Intercambiador de calor de flujo paralelo
Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons
Contraflujo: Como se ilustra en la Figura 4, se presenta un contraflujo cuando los dos
fluidos fluyen en la misma dirección pero en sentido opuesto. Cada uno de los fluidos
entra al intercambiador por diferentes extremos, ya que el fluido con menor
temperatura sale en contraflujo del intercambiador de calor en el extremo donde entra
el fluido con mayor temperatura, la temperatura del fluido más frío se aproximará a la
temperatura del fluido de entrada. Este tipo de intercambiador resulta ser más eficiente
que los otros tipos. En contraste con el intercambiador de calor de flujo paralelo, el
intercambiador de contraflujo puede presentar la temperatura más alta en el fluido frío
y la más baja temperatura en el fluido caliente una vez realizada la transferencia de
calor en el intercambiador.
Figura 4. Intercambiador de calor de contraflujo
Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons
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Flujo cruzado: En la Figura 5 se muestra como en el intercambiador de calor de flujo
cruzado uno de los fluidos fluye de manera perpendicular al otro fluido, esto es, uno de
los fluidos pasa a través de tubos mientras que el otro pasa alrededor de dichos tubos
formando un ángulo de 90º.
Figura 5. Intercambiador de calor de flujo cruzado
Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons
En la actualidad, la mayoría de los intercambiadores de calor no son puramente de
flujo paralelo, contraflujo, o flujo cruzado; estos son comúnmente una combinación de
los dos o tres tipos de intercambiador. La razón de incluir la combinación de varios
tipos en uno solo, es maximizar la eficacia del intercambiador dentro de las
restricciones propias del diseño, que son: tamaño, costo, peso, eficacia requerida, tipo
de fluidos, temperaturas y presiones de operación, que permiten establecer la
complejidad del intercambiador.
Intercambiadores de paso simple y de paso múltiple: Un método que combina las
características de dos o más intercambiadores y permite mejorar el desempeño de un
intercambiador de calor es tener que pasar los dos fluidos varias veces dentro de un
intercambiador de paso simple.Cuando los fluidos del intercambiador intercambian
calor más de una vez, se denomina intercambiador de múltiple pasos. Sí el fluido sólo
intercambia calor en una sola vez, se denomina intercambiador de calor de paso
simple. En la Figura 6 se muestra un ejemplo de estos intercambiadores. Comúnmente
el intercambiador de múltiples pasos invierte el sentido del flujo en los tubos al utilizar
dobleces en forma de "U" en los extremos, es decir, el doblez en forma de "U" permite
al fluido fluir de regreso e incrementar el área de transferencia del intercambiador.Un
segundo método para llevar a cabo múltiples pasos es insertar deflectores dentro del
intercambiador.
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Figura 6. Intercambiador de calor de paso simple y de paso múltiple
Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons
2.2.4.2 Tipos de intercambiadores de calor por su función. Los intercambiadores de
calor también pueden ser clasificados por su función en un sistema particular. Una
clasificación común es: intercambiador regenerativo y no-regenerativo.[2]
Intercambiador de calor regenerativo: Un intercambiador regenerativo es aquel
donde se utiliza el mismo fluido (el fluido caliente y el fluido frío es el mismo) como se
muestra en la Figura 7. Esto es, el fluido caliente abandona el sistema cediendo su
calor a un regenerador y posteriormente regresando al sistema. Los intercambiadores
regenerativos son comúnmente utilizados en sistemas con temperaturas altas donde
una porción del fluido del sistema se remueve del proceso principal y éste es
posteriormente integrado al sistema. Ya que el fluido que es removido del proceso
principal contiene energía, el calor del fluido que abandona el sistema se usa para
recalentar (regenerar) el fluido de regreso en lugar de expeler calor hacia un medio
externo más frío lo que mejora la eficacia del intercambiador.
Intercambiador de calor no-regenerativo: En un intercambiador no-regenerativo,
como se muestra en la Figura 7, el fluido con mayor temperatura es enfriado por un
fluido de un sistema separado, y la energía removida no es regresada al sistema.Es
importante recordar que el término "regenerativo/no-regenerativo" sólo se refiere a
"cómo" funciona el intercambiador de calor en un sistema y no indica el tipo de
intercambiador.
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Figura 7. Intercambiador de calor regenerativo y no-regenerativo
Fuente: Heat transfer handbook. John Wiley & Sons
2.2.4.3 Tipos de intercambiadores de calor por la forma de construcción. Si bien los
intercambiadores de calor se presentan en una inimaginable variedad de formas y
tamaños, la construcción de los intercambiadores está incluida en alguna de las dos
siguientes categorías: intercambiador de coraza y tubos, y de placa.[3]
Intercambiador de calor de coraza y tubos: La construcción más básica y común de
los intercambiadores de calor es el de tipo coraza y tubos que se muestra en la Figura
8.Este tipo de intercambiador consiste en un conjunto de tubos en un contenedor
llamado coraza. El flujo de fluido dentro de los tubos se le denomina comúnmente flujo
interno y aquel que fluye en el interior del contenedor como fluido de coraza o fluido
externo. En los extremos de los tubos, el fluido interno es separado del fluido externo
de la coraza por las placas del tubo. Los tubos se sujetan o se sueldan a una placa
para proporcionar un sello adecuado.En sistemas donde los dos fluidos presentan una
gran diferencia entre sus presiones, el líquido con mayor presión se hace circular
típicamente a través de los tubos y el líquido con una presión más baja se circula del
lado de la coraza.
Figura 8. Intercambiador de calor de coraza y tubos
Fuente: Catago de intercambiadores de calor. WCR
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Intercambiador de calor de placa: El intercambiador de calor de tipo placa, como se
muestra en la Figura 9, está formado de placas en lugar de tubos para separar a los
dos fluidos caliente y frío. Los líquidos calientes y fríos se alternan entre cada uno de
las placas y los deflectores dirigen el flujo del líquido entre las placas. Ya que cada una
de las placas tiene un área superficial muy grande, las placas proveen un área
extremadamente grande de transferencia térmica a cada uno de los líquidos.Por lo
tanto, un intercambiador de placa es capaz de transferir mucho más calor con respecto
a un intercambiador de coraza y tubos con volumen semejante, esto es debido a que
las placas proporcionan una mayor área que la de los tubos. El intercambiador de
calor de placa, debido a la alta eficacia en la transferencia de calor, es mucho más
pequeño que el de coraza y tubos para la misma capacidad de intercambio de
calor.Sin embargo, el tipo de intercambiadores de placa no se utiliza extensamente
debido a la inhabilidad de sellar confiablemente las juntas entre cada una de las
placas, debido a este problema, este tipo de intercambiador se ha utilizado solamente
para aplicaciones donde la presión es pequeña.
Figura 9. Intercambiador de calor de placa
Fuente: Catago de intercambiadores de calor. WCR
2.2.5 Intercambiador de calor tipo coraza y tubos. La construcción más básica y
común de los intercambiadores de calor es el de tipo coraza y tubos. Por ende vamos
a detallar aun más este tipo de intercambiadores ya que es motivo del desarrollo de
esta tesis.
Cuando se requieren grandes superficies de transferencia de calor, para satisfacer las
demandas industriales, aquéllas pueden ser obtenidas más eficientemente por medio
de intercambiadores de calor de coraza y tubos.
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Todos los elementos que entran en la construcción de los intercambiadores, han sido
objeto de una normalización publicada por TEMA, que especifica las características
mecánicas y térmicas correspondientes a las diversas condiciones de funcionamiento.
Los intercambiadores de calor de coraza y tubos están compuestos por tubos
cilíndricos, montados dentro de una coraza también cilíndrica, con el eje de los tubos
paralelos al eje de la coraza. Un fluido circula por dentro de los tubos, y el otro por el
exterior (fluido del lado de la coraza). Son el tipo de intercambiadores de calor más
usado en la industria.
2.2.5.1 Usos de los intercambiadores de calor de coraza y tubos. Son diversos los
usos que se le pueden acreditar a cada uno de los tipos de intercambiadores
existentes, pero en general, los intercambiadores son usados para recuperar calor
entre dos corrientes en un proceso. [4]
2.2.5.2 Designación de intercambiadores de calor según TEMA. Los
intercambiadores de coraza y tubos se diseñan de acuerdo a los estándares
publicados por la asociación de fabricantes de intercambiadores tubulares, conocida
como TEMA.
TEMA propone un sistema de normas para la designación de los tipos de
intercambiadores, conformada por tres letras que definen completamente al equipo. La
primera letra designa al tipo de cabezal estacionario empleado, la segunda el tipo de
coraza y la última al tipo de cabezal posterior. Para la especificación de las medidas
del intercambiador, se tiene un sistema de designación basado en el diámetro interno
de la coraza.
Por lo tanto la descripción completa de estos equipos es como sigue:
Diámetro de la coraza / Longitud de tubos XXX
Donde
XXX = son las letras que lo definen según la Figura 10.
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Figura 10. Designación de intercambiadores de calor según TEMA
Fuente:TEMA. Standards of the tubular exchangers manufacturers association
La selección del tipo de equipo es gobernada por factores tales como la facilidad de
limpieza del mismo, la disponibilidad de espacios para la expansión entre el haz de
tubos y la coraza, previsión de empacaduras en las juntas internas, y sobre todo la
función que va a desempeñar.
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2.2.5.3 Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos. Los componentes
básicos de este intercambiador son: el haz de tubos (o banco de tubos), coraza,
cabezal fijo, cabezal removible (o trasero), deflectores, y la placa tubular. Como se
indica en la Figura 11.[5]
Figura 11. Partes de un intercambiador de calor de coraza y tubos
Fuente: Intercambiadores de calor. Delgado Linares
Tubos: Los tubos son los componentes fundamentales, proporcionando la superficie
de transferencia de calor entre el fluido que circula por el interior de los tubos y la
coraza. Los tubos pueden ser completos o soldados y generalmente están hechos de
cobre o aleaciones de acero. Otras aleaciones de níquel, titanio o aluminio pueden ser
requeridas para aplicaciones específicas.
Los tubos pueden ser desnudos o aletados. Las superficies extendidas se usan
cuando uno de los fluidos tiene un coeficiente de transferencia de calor mucho menor
que el otro fluido. La cantidad de pasos por los tubos y por la coraza dependen de la
caída de presión disponible. A mayores velocidades, aumentan los coeficientes de
transferencia de calor, pero también las perdidas por fricción y la erosión en los
materiales. Por tanto, si la pérdida de presión es aceptable, es recomendable tener
menos cantidad de tubos, pero de mayor longitud en un área reducida.
Generalmente los pasos por los tubos oscilan entre 1 y 8. Los diseños estándares
tienen uno, dos o cuatro pasos por los tubos. En cuanto al espaciado de los tubos, los
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orificios correspondientes no pueden situarse muy cerca entre sí, ya que ello debilitaría
estructuralmente cada cabezal de tubos o espejo. La distancia más corta entre dos
orificios adyacentes se denomina claro, y la distancia de centro a centro en tubos
adyacentes es el espaciado de los tubos, estando ambas dimensiones casi siempre
normalizadas.
Figura 12. Disposiciones comunes para los tubos
Fuente: Introducción a la termodinámica. Jorge A. Rodríguez
La ventaja del espaciado cuadrado consiste en que los tubos resultan accesibles para
la limpieza externa y que tienen una baja caída de presión cuando el fluido fluye en la
dirección indicada en la Figura 12c. En cambio en las disposiciones que se muestran
en la Figura 12a, 12b y 12d se produce mayor turbulencia, debido a que el fluido que
circula entre los tubos adyacentes a alta velocidad golpea directamente en la hilera
siguiente.
Coraza: La coraza es el contenedor del segundo fluido. La coraza generalmente es de
sección circular y está hecha de una placa de acero conformado en forma cilíndrica y
soldado longitudinalmente. Los tipos de corazas, se muestran en la Figura 13.
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Figura 13. Tipos de corazas
Fuente: Introducción a la termodinámica. Jorge A. Rodríguez
El arreglo más común es el de tipo “E” por ser el más económico y térmicamente el
más eficiente, las boquillas de entrada y salida está ubicadas en los extremos
opuestos o adyacentes de la coraza, dependiendo del tipo y número de deflectores
empleados.
La coraza de dos pasos tipo“F” se utiliza cuando existe cruce de temperaturas y se
pretende lograr una contracorriente pura entre los fluidos de tubos y coraza o bien
evitar un valor bajo en el factor de corrección F al utilizar dos pasos en la coraza y más
de cuatro en los tubos, evitando la utilización de dos equipos en serie. El área
transversal de esta coraza, equivale a la mitad de una de un solo paso.
La coraza tipo “G” de flujo partido presenta las cualidades de la coraza tipo “F”, su uso
principal está en la condensación de vapores. El vapor entra por la parte superior de la
coraza dividiéndose en dos debido a la placa de soporte que divide a la coraza en dos
compartimentos idénticos. Después que el vapor pasa por la parte superior de la placa
longitudinal, cruza hacia el segundo paso de la coraza en dirección contraria para salir
por la boquilla inferior. Las velocidades y la longitud de travesía en la coraza, son las
mismas que para una coraza tipo “E”, la ventaja consiste en que el condensado se
mantiene por un tiempo más largo en contacto con los tubos.
La coraza tipo “H” de flujo partido doble se utiliza para reducir la caída de presión. En
condensadores, la alimentación de vapor se divide en las dos boquillas de
alimentación. La coraza se divide en dos compartimentos separados por un soporte
transversal completo en el centro de la coraza.
La coraza tipo “J” es empleada cuando el diseño se encuentra limitado por la caída de
presión en la coraza, ya que la mitad del fluido del lado de la coraza atraviesa la
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misma área transversal y solo la mitad de la longitud del intercambiador. Esta coraza
tiene una boquilla central de entrada y dos de salida, o viceversa.
La coraza tipo “K” se utiliza para cuando se requiere generar vapor y por lo tanto, hay
que mantener una parte líquida del fluido de alimentación y dejar un espacio encima
del nivel del líquido para que el vapor producido pueda viajar a una velocidad
suficientemente baja a fin de que las gotas de líquido que arrastra tenga la oportunidad
de caer.
La coraza de tipo “X” o de flujo transversal no tiene deflectores segmentados, por lo
que el fluido atraviesa una vez al haz de tubos y la caída de presión es aún menor que
en el tipo J. Esta coraza posee soportes circulares que eliminan las vibraciones
inducidas por el fluido en los tubos.
Cabezal fijo: Hay dos tipos de cabezales fijos: tipo canal y tipo sombrero.
Los cabezales de canal atornillados tipo “A” consisten en ductos cilíndricos con bridas
a ambos extremos, una de ellas es atornillada a una cubierta plana y la otra a la placa
de los tubos o a otra brida en el extremo de la coraza. Este tipo de cabezal se emplea
cuando es frecuente la limpieza interna de los tubos.
Otro tipo son los de canales soldados “C” y “N” que son similares a los atornillados
pero solo un extremo posee brida, el otro extremo esta soldado a la placa de los tubos
o a la coraza. Al igual que en el tipo anterior se tiene acceso a los tubos, pero como el
canal y la cubierta de tubos forman una unidad, el haz no puede ser extraído.
El cabezal tipo sombrero “B” consiste en un barril cuyo fondo tiene forma de sombrero
y el otro lado tiene una brida que permite el atornillado a la placa de los tubos o a la
coraza. Este tipo es más económico que los anteriores, y después de removerlo
permite un acceso directo al haz de tubos una vez que se han desconectado las
tuberías externas de las boquillas del cabezal, por lo que es empleado cuando la
limpieza interna de los tubos no es frecuente.
El cabezal tipo “D” es utilizado especialmente para servicios a alta presión (presiones
de diseño del lado de los tubos superiores a 1000 psi).
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Cabezal removible: Estos cabezales pueden ser de tres tipos principales: fijos,
flotantes y tubos en U.
Los cabezales fijos tipo “L” “M” y “N” constituyen un sistema rígido ya que la placa
de los tubos está adherida a la coraza, razón por la cual a los intercambiadores con
este tipo de cabezales se les denomina como tipo caja. El interior de los tubos puede
limpiarse mecánicamente, pero como el haz de tubos no puede ser removido sin cortar
la coraza, la limpieza exterior de los mismos solo puede ser efectuada por medios
químicos, por lo tanto estos equipos solo deben ser usados con fluidos limpios en el
lado de la coraza. Otra limitación consiste en los movimientos diferenciales (como
vibraciones y expansión o concentración térmica) que los materiales de los tubos y
coraza, sean capaces de absorber, por esta razón, la diferencia de temperaturas entre
los tubos y la coraza deben ser inferiores a 37.7 ºC(100 ºF).
Los cabezales flotantes son denominados así ya que el fijo se encuentra adherido a la
coraza, estos se encuentran virtualmente flotando dentro de la misma, permitiendo de
esta forma la extracción completa del haz de tubos.Este tipo decabezal además se
encuentra diseñado para trabajar en rangos de temperaturas superiores a los65.6 ºC
(150 ºF) Existen cuatro tipos: de anillos divididos “S”, tracción continua “T”, flotante
empacado externamente “P” y flotante sellado externamente “W”.
El cabezal tipo “S” está construido con una placa de tubos flotantes entre un anillo
dividido y una cubierta de placa de tubos. La placa de tubos se puede mover
libremente dentro de la cubierta de la coraza. Como existe una junta interna, este
cabezal es propenso a sufrir fugas, por lo tanto su presión interior de diseño se ve
limitada a 50 bares. Este tipo es recomendado para diseños con tubos removibles.
Cabezal tipo “T” , es construido con placas de tubos flotantes atornilladas a la cubierta
de placa de tubos. Posee la ventaja de reducir el tiempo necesario para las labores de
mantenimiento del equipo ya que el acceso a los tubos es muy sencillo, además
permite el manejo de presiones de hasta 70 bares.
En el cabezal tipo “W” , también conocido como tipo anillo de faro, los fluidos se
encuentran separados por dos empacaduras, una para la coraza y la otra para los
tubos, que se encuentran a su vez separadas por un anillo, por lo que hace que en
caso de fugas no exista posibilidad de mezclado de los fluidos dentro del equipo. Su
uso se encuentra limitado a uno o dos paso de tubos y bajas presiones.
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El cabezal flotante externo tipo “P” posee todas las ventajas del tipo “W” además de
no tener restricciones en cuanto a la selección del fluido del lado de los tubos, no
obstante en la coraza se debe restringir a bajas presiones y fluidos no letales, dada la
presencia de sellos en este lado.
Por último los intercambiadores que emplean tubos en U, tipo “U” solo necesitan
cubierta para los tubos lo que permite q estos puedan moverse libremente respecto a
la coraza, por lo que los movimientos diferenciales del haz de tubos no representan un
problema. Por otra parte el haz de tubos puede ser extraído para limpieza mecánica
externa, pero internamente deben limpiarse por medios químicos, por lo que le fluido a
circular por el lado de los tubos debe ser relativamente limpio.
Deflectores: Es claro que se logran coeficientes de transmisión de calor más altos
cuando el fluido se mantiene en estado de turbulencia. Para inducir turbulencia fuera
del espacio de los tubos, es habitual emplear deflectores que hacen que el fluido
circule a través de la coraza a ángulos rectos con el eje de los tubos. Esto causa
considerable turbulencia aun cuando por la coraza fluya un caudal pequeño de fluido.
Hay varios tipos de deflectores que se emplean en los intercambiadores de calor,
siendo los más comunes los que se muestran en la Figura 14.
Figura 14. Tipos de deflectores segmentados
Fuente: Guía para el mantenimiento de intercambiadores de calor. Thermoequipos
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Placa tubular o espejo: Los tubos se mantienen en su lugar al ser insertados dentro
de agujeros en la placa tubular, fijándose mediante expansión o soldadura. La placa
tubular es generalmente una placa de metal sencilla que ha sido taladrada para
albergar a los tubos(en el patrón deseado), las empacaduras y los pernos. En el caso
de que se requiera una protección extra de las fugas puede utilizarse una doble placa
tubular.
El espacio entre las placas tubulares debe estar abierto a la atmósfera para que
cualquier fuga pueda ser detectada con rapidez. Para aplicaciones más peligrosas
puede usare una placa tubular triple, sellos gaseosos e incluso un sistema de
recirculación de las fugas.
La placa tubular además de sus requerimientos mecánicos debe ser capaz de soportar
el ataque corrosivo de ambos fluidos del intercambiador y debe ser compatible
electroquímicamente con el material de los tubos. A veces se construyen de acero de
bajo carbono cubierto metalúrgicamente por una aleación resistente a la corrosión.
2.2.5.4 Tipos de intercambiadores de calor a utilizar. Se emplearán dos tipos de
intercambiadores de calor, uno sin cambio de fase (AES) y uno con cambio de
fase(AKT).
Intercambiador de cabezal flotante interno (Tipo AE S): Es el modelo más común,
tiene coraza de un paso, tubos de varios pasos con canal y cubierta desmontable,
cabezal flotante con dispositivo de apoyo. Tiene desviadores transversales y placas de
apoyo. Sus características son:
• Permite la expansión térmica de los tubos respecto a la coraza
• Permite el desmontaje
• Puede tener 2, 4,6 u 8 pasos en los tubos
• Los desviadores transversales, con el porcentaje de paso y su separación
modifican la velocidad en la coraza y su pérdida de carga
• El flujo es contracorriente y a favor de corriente en la mitad de los tubos.
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Figura 15. Intercambiador de cabezal flotante interno (Tipo AES)
Fuente:TEMA. Standards of the tubular exchangers manufacturers association
1. Cabezal estacionario – Canal
3. Brida de cabezal estacionario – Canal o casquete
4. Cubierta de canal
5. Boquilla de cabezal estacionario
6. Placa tubular estacionaria
7. Tubos
8. Coraza
9. Cubierta de la coraza
10. Brida de la coraza – Extremo del cabeza estacionario
11. Brida de la coraza – Extremo del cabezal posterior
12. Boquilla de coraza
13. Brida de la cubierta de la coraza
15. Placa tubular flotante
16. Cubierta de cabezal flotante
17. Brida de la cubierta de cabezal flotante
18. Dispositivo de apoyo del cabezal flotante
27. Tirantes y espaciadores
28. Deflectores transversales o placas de soporte
29. Placa de choque
31. Separación de paso
32. Conexión de ventilación
33. Conexión de drenaje
34. Conexión de instrumentos
35. Silla de soporte
36. Agarradera de elevación
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Rehervidor de caldera (Tipo AKT): Este intercambiador se caracteriza por la
configuración de la coraza. El vertedero a la derecha de los tubos mantiene el líquido
hirviente sobre los tubos. El vapor sale por la tobera superior y el líquido caliente sale
por la tobera inferior.[6]
Figura 16. Rehervidor de caldera (Tipo AKT)
Fuente:TEMA. Standards of the tubular exchangers manufacturers association
1. Cabezal estacionario – Canal
3. Brida de cabezal estacionario – Canal o casquete
4. Cubierta de canal
5. Boquilla de cabezal estacionario
6. Placa tubular estacionaria
7. Tubos
8. Coraza
9. Cubierta de la coraza
10. Brida de la coraza – Extremo del cabeza estacionario
12. Boquilla de coraza
15. Placa tubular flotante
16. Cubierta de cabezal flotante
17. Brida de la cubierta de cabezal flotante
27. Tirantes y espaciadores
28. Deflectores transversales o placas de soporte
31. Separación de paso
34. Conexión de instrumentos
35. Silla de soporte
36. Agarradera de elevación
38. Vertedero
39. Conexión de nivel de líquido
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2.3 Metodología de diseño de intercambiadores de ca lor
El diseño de recipientes a presión, como el de la gran mayoría de los equipos para
procesos industriales, se encuentran regidos por diferentes normas y códigos. Para el
caso de los intercambiadores de calor de coraza y tubos, el código más empleado es
el ASME (American Society of Mechanical Engineers). Además existen las
normas TEMA (Standard of Tubular Exchangers Manufacturers Association)
Las normas TEMA tienen como finalidad regular los criterios de diseño y fabricación de
intercambiadores de calor de coraza y tubos.
El código ASME es un conjunto de normas, especificaciones, fórmulas de diseño y
criterios basados en muchos años de experiencia, todo esto aplicado al diseño,
fabricación, instalación, inspección, y certificación de recipientes sujetos a presión.La
División I, que forma parte de la Sección VIII de la ASME, es un compendio de normas
de diseño para las partes constitutivas de los recipientes sometidos a presión.[7]
La estructura lógica para el proceso de diseño de un intercambiador de calor puede
ser la siguiente:
Figura 17. Proceso de diseño de un intercambiador de calor
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
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2.3.1 Datos proporcionados por el cliente. En esta parte del desarrollo de la tesis el
cliente debe aportar con datos requeridos para el diseño del intercambiador, como que
tipo de proceso quiere realizar, la función que va tener, el lugar donde se va colocar y
el tipo de fluido que va interferir en el mismo.
Tabla 1.Datos proporcionado por el cliente
Ítem Símbolo Unidad Descripción
1 - - Tipo de fluido que circula por la coraza y tubos
2 M Kg/h Masa de fluido que circula por la coraza y tubos
3 T °C Temperatura del fluido que circula por la coraza y tubos
4 ∆ps allow Kgf/cm2 Caída de presión admisible en la coraza y tubos
Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis
2.3.1.1 Lugar de funcionamiento. Gracias al aporte de la Industria Acero de los
Andes, sabemos que el diseño de los intercambiadores va a servir para la
modernización de la refinería ubicada en Talara-Perú.
Figura 18. Refinería Talara
Fuente:Portalweb. Petroperú
Historia: A inicios del siglo pasado se inauguró en Talara, provincia costera del
departamento de Piura, la primera refinería de crudo de este país.
El desierto y el mar de Talara guardan yacimientos que los antiguos peruanos
llamaron “copé”, una especie de brea muy apreciada por los españoles que
conquistaron el Tahuantinsuyo. Esta riqueza convirtió a esta ciudad, en el siglo XX, en
uno de los más importantes centros de explotación industrial del petróleo del Perú.
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Además de Talara, Petroperú administra también refinerías Conchán, en Lima; Iquitos,
en Loreto; y El Milagro, en Amazonas. Gran parte del territorio nacional se abastece de
combustible procedente de estas plantas, que al refinar más de 85 mil barriles diarios
de crudo producen gasolinas, gas licuado, turbo combustible para la aviación, diesel,
querosene, petróleos industriales y asfaltos, entre otros.
Ubicación: Refinería Talara se localiza en la ciudad del mismo nombre, en Piura, a
1185 kilómetros al norte de Lima, capital del Perú.Está instalada sobre un área de
128.9 hectáreas. Sus límites son los siguientes:
• Por el sur con el área residencial de Punta Arenas.
• Por el oeste y el norte con la bahía de Talara.
• Por el este con la avenida G de la ciudad.
Los tanques de almacenamiento están en la zona sudeste, y en la franja occidental,
distribuidas en dirección sur-norte, se encuentran las principales unidades de
procesos. En la bahía de Talara funciona el Muelle de Carga Líquida, donde se carga
y descarga multiproductos, desde GLP hasta petróleos industriales.Con una capacidad
de procesamiento de 65000 barriles por día, Refinería Talara es la segunda de mayor
producción del país.
Complejo industrial: Refinería Talara –líder en el Perú y a la vanguardia de las más
modernas empresas del sector energético– suministra productos de gran valor a
Estados Unidos y otros países.
Los técnicos y profesionales del complejo son permanentemente capacitados en el
uso de tecnología punta introducida en los procesos de refinanciación del crudo y
posterior comercialización de los derivados.La refinería cuenta con las siguientes
instalaciones:
• Unidad de destilación primaria
• Unidad de destilación al vacío I y II
• Complejo de craqueo catalítico
• Terminal multiproductos y amarradero
• Otras plantas y sistemas
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Unidad de destilación primaria: En 1954, la Standard Oil Company (antes ESSO),
anterior propietaria de la refinería, puso en marcha esta unidad, cuya instalación y
diseño mecánico estuvo en manos de la contratista Arthur McKee Co.En 1965, al
crecer la demanda nacional e internacional de los derivados del crudo, su capacidad
fue ampliada de 45000 a 65000 barriles por día. El proceso que se realiza en esta
unidad es el siguiente: el crudo cargado es precalentado hasta alcanzar 660°F
(aproximadamente 348.9°C). A esta temperatura entra en la Torre de Destilación,
donde son destilados los combustibles principales: naftas, querosene, diesel y crudo
reducido.
Complejo de craqueo catalítico: Instalado en 1974 bajo el diseño mecánico y
construcción de la firma Japan Gasolina Co. (JGC), utiliza la tecnología Universal Oil
Products (UOP). Los productos principales son: GLP, nafta craqueada y material de
corte. Cuenta con un sistema de control por instrumentos neumático.Este complejo
tiene las siguientes plantas:
• Unidad de Destilación al Vacío
• Unidad de Craqueo Catalítico
• Unidad de Recuperación de Gases
• Unidad Meros
Amarradero: En el embarque de productos blancos y negros, Refinería Talara usa el
nuevo Muelle de Carga Líquida para atender buques tanque de hasta 35 MDWT.Este
moderno amarradero fue construido en 1995 por la firma Cosapi. Posee seis brazos de
carga equipados con un sistema de control de última generación para atender todos
los tipos de combustible. Cuenta también con un sistema automatizado contra
incendios.[8]
Otras plantas y sistemas: La refinería cuenta además con las siguientes plantas y
sistemas:
• Planta de Vacío II
• Planta de Agitadores y Filtros
• Planta de Destilación de Agua de Mar
• Sistema de Servicios Industriales
• Sistema de Tratamiento de Efluentes
• Sistemas de Recepción de Crudos y Transferencia de Productos
• Edificios
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2.3.1.2 Tipos de proceso a realizar. Para poder saber qué tipo de procesos vamos a
realizar en el diseño de nuestro intercambiador de calor es necesario saber un poco
sobre la destilación del petróleo.
Destilación del petróleo: Destilar significa calentar un líquido hasta convertirlo en sus
vapores que, cuando son enfriados, retornan al estado inicial. El petróleo se separa en
sus diferentes componentes de forma gaseosa y estos después al condensarse
vuelven a un estado normal a temperatura ambiente.
En términos generales, la destilación primaria del petróleo es un proceso continuo de
transformaciones físicas, que se verifican a partir de la vaporización del petróleo crudo
sometido a determinadas temperaturas. Este proceso de calentar el crudo se realiza
en los hornos que alcanzan temperaturas de hasta 400°C y lo convierten en vapor.
Estos vapores entran por la parte inferior de la torre de destilación y ascienden por los
platos separadores o de burbujeo, amedida que suben se enfrían.
Estos vapores, al ser enfriados, se condensan, volviendo al estado liquido en forma de
productos como nafta virgen (llamada así porque en esa etapa no ha sufrido aún
transformación química), queroseno, gas-oil, etc.
En este proceso, que tiene lugar en la torre fraccionaria, inciden la densidad y el punto
de ebullición de los líquidos obtenidos por condensación del vapor; estos líquidos se
“fraccionan”, depositándose de arriba hacia abajo y viceversa en platos separadores,
del interior de la torre. Arriba, lo hacen los de menor peso (densidad) y punto de
ebullición; más abajo aquellos en que estos valores aumentan.Los subproductos o
cortes, como también se los denomina, son extraídos, finalmente, por una de las
partes laterales de la torre, a distintas alturas.
Los subproductos más ligeros se obtienen por la parte superior de la torre, en tanto los
más pesados son extraídos de la parte media y el fondo. La fracción superior de gas y
nafta es sometida a una etapa de enfriamiento para su condensación y separación en
el separador de gas, obteniéndose, entonces, gas y nafta virgen (formada por una
mezcla de hidrocarburos con cadenas de 4 a 12 carbonos). El reflujo de ésta se utiliza
para mantener la temperatura constante, en la parte superior de la torre, función que, a
distintas alturas de la misma, cumplen también los otros reflujos de las diversas
fracciones obtenidas. Mantener la temperatura constante es una condición necesaria
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para obtener los subproductos o cortes en la forma deseada, es decir, en forma de
naftas, querosenos, gas-oil, etc. Descendiendo a niveles inferiores de la torre se extrae
el corte denominado queroseno, de mayor densidad que la nafta, compuesto por
hidrocarburos de 10 a 17 carbonos de mayor peso molecular.
El queroseno pasa a la torre destiladora donde es sometido a una inyección de vapor
con el objeto de arrastrar los hidrocarburos livianos o más ligeros, es decir la nafta,
que lleva disueltos todavía. Estos hidrocarburos livianos retornan al nivel superior de la
torre.
En el caso del gas-oil, formado por cadenas de hidrocarburos de más de 5 carbonos,
se repite la misma operación en la respectiva torre destiladora, para enviar el reflujo de
los hidrocarburos más livianos a la parte media de la torre.
En cuanto al crudo reducido (llamado así porque se le han sacado las fracciones más
livianas) sale por la parte inferior de la torre debido a que es el de mayor peso, está
constituido por una mezcla de hidrocarburos con cadenas de elevado número de
carbonos.
El queroseno y el gas-oil van directamente a la venta, el gas se utilizará como
combustible y en petroquímica, tras tratamiento posterior, para elaborar motonaftas. El
crudo reducido , a su vez, también en otra etapa posterior será utilizado para obtener
otros subproductos de refinería como gas licuado, motonaftas, gas-oil, diesel-oil, fuel-
oil, asfaltos, carbón, etc.
Figura 19. Esquema del proceso de destilación del petróleo
Fuente:Página web. Industria petroquímica
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Como podemos darnos cuenta en el proceso de destilación del petróleo vamos a tener
diferentes procesos a realizar, como son el de calentar el crudo en diferentes etapas o
el de vaporizar el mismo para obtener sus productos.
Para entender más acerca de este tema vamos a decir que tendremos dos procesos a
realizar uno denominado “proceso sin cambio de fase” y el segundo “proceso con
cambio de fase”.[9]
Proceso sin cambio de fase: En este proceso no va existir un cambio de fase, es
decir va permanecer en un mismo estado, como es el líquido.
El estado líquido es un estado de agregación de la materia intermedio entre el estado
sólido y el gaseoso. Las moléculas de los líquidos no están tan próximas como las de
los sólidos, pero están menos separadas que las de los gases. Las moléculas en el
estado líquido ocupan posiciones al azar que varían con el tiempo.
Las distancias intermoleculares son constantes dentro de un estrecho margen. En
algunos líquidos, las moléculas tienen una orientación preferente, lo que hace que el
líquido presente propiedades anisótropas (propiedades, como el índice de refracción,
que varían según la dirección dentro del material). Los líquidos presentan tensión
superficial y capilaridad, generalmente se dilatan cuando se incrementa su
temperatura y pierden volumen cuando se enfrían, aunque sometidos a compresión su
volumen es muy poco variable a diferencia de lo que sucede con otros fluidos como
los gases.
Proceso con cambio de fase: Una fase es un estado en una secuencia de posibles
estados generalmente periódicos. Las fases en termodinámica son los distintos
estados homogéneos en los que se presenta una sustancia al ir cambiando su estado
termodinámico (temperatura, presión o concentración). Los tres estados básicos de la
materia son: sólido, líquido y gaseoso.
La evaporación es el cambio de fase de líquido a gas. La evaporación se produce sólo
en la superficie del agua y en todas las temperaturas. Sin embargo, la evaporación es
directamente proporcional a la temperatura, el aumento de la temperatura en aumento
en la tasa de evaporación.
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Inversa de este proceso se llama condensación en el que, las moléculas de gas
(átomos) pierden calor y de cambio de fase de gas a líquido. Como en el caso de
fusión, cuando se le da calor al líquido, en un momento determinado de su
temperatura no cambia. Calor ganado dedicado a romper los enlaces entre moléculas
y átomos. A esta temperatura, la presión de vapor del líquido es igual a la presión de
los alrededores. Durante este proceso de evaporación se produce en todas partes del
líquido que se llama punto de ebullición. Punto de ebullición es una propiedad que la
distingue de los líquidos, cada materia tiene su propio punto de ebullición. Por ejemplo,
el agua hierve a 100°C en la presión atmosférica. [10]
2.3.1.3 Fluidos del proceso. Los fluidos a utilizar en los diversos procesos son
derivados del petróleo y agua.
El petróleo: Es una mezclahomogénea de compuestos orgánicos, principalmente
hidrocarburosinsolubles en agua.
Es de origen fósil, fruto de la transformación de materia orgánica procedente de
zooplancton y algas que, depositados en grandes cantidades en fondos anóxicos de
mares o zonas lacustres del pasado geológico, fueron posteriormente enterrados bajo
pesadas capas de sedimentos.
La transformación química debida al calor y a la presión durante la diagénesis
produce, en sucesivas etapas, desde betún a hidrocarburos cada vez más ligeros
(líquidos y gaseosos). Estos productos ascienden hacia la superficie, por su menor
densidad, gracias a la porosidad de las rocas sedimentarias. Cuando se dan las
circunstancias geológicas que impiden dicho ascenso (trampas petrolíferas como
rocas impermeables, estructuras anticlinales, márgenes de diapiros salinos, etc.) se
forman entonces los yacimientos petrolíferos.
Clasificación del petróleo según su gravedad API: Relacionándolo con su gravedad
API el American Petroleum Institute clasifica el petróleo en:
• Crudo liviano o ligero: tiene gravedades API mayores a 31.1 °API
• Crudo medio o mediano: tiene gravedades API entre 22.3 y 31.1 °API
• Crudo pesado: tiene gravedades API entre 10 y 22.3 °API
• Crudo extrapesado: gravedades API menores a 10 °API
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Para los procesos ya antes mencionados vamos a requerir de los fluidos existentes en
la refinería como son: crudo, crudo reducido, MVGO y agua.[11]
Crudo: El petróleo es una mezclahomogénea de compuestos orgánicos,
principalmente hidrocarburosinsolubles en agua. También es conocido como petróleo
crudo o simplemente crudo. Se originaron a partir de restos de plantas y
microorganismos enterrados por millones de años y sujetos a distintos procesos físicos
y químicos. La transformación química (craqueo natural) debida al calor y a la presión
durante la diagénesis produce, en sucesivas etapas, desde betún a hidrocarburos
cada vez más ligeros (líquidos y gaseosos).En la refinería Talara (Perú) se emplea una
mezcla de crudos, 67% de Napo y 33% de Talara, resultando aproximadamente 26
°API.
Crudo reducido: Como sabemos en la refinación del petróleo el crudo ingresa a la
torre de destilación en forma de vapor y a medida que suben pierden calor y se
enfrían. Cuando cada componente vaporizado encuentra su propia temperatura, se
condensa y se deposita en su respectiva bandeja, a la cual están conectados ductos
por los que se recogen las distintas corrientes que se separaron en esta etapa. Al
fondo de la torre cae el "crudo reducido", es decir, aquel que no alcanzó a evaporarse
en esta primera etapa. En la refinería Talara (Perú) se emplea crudo reducido de
aproximadamente 8 °API.
MVGO:Gasóleo Mediano de Vacío, que es el residuo del proceso de destilación al
vacio, es usado para el suministro de aceite de limpieza, como insumo a la mezcla de
Crudo Comercial y como diluente del Residuo de Vacío que va hacia almacenaje. En
la refinería Talara (Perú) se emplea MVGO de aproximadamente 17 °API.
Agua de alimentación: El agua absorbe más calor a una determinada temperatura
que cualquier otra sustancia inorgánica. Se expande 1600 veces a medida que se
evapora para formar vapor a presión atmosférica. El vapor es capaz de almacenar
gran cantidad de calor. Estás propiedades únicas en el agua la convierten en la
materia prima ideal para procesos de generación energía.Todo tipo de agua
procedente de una fuente natural presenta cierta cantidad de materia disuelta o
- 32 -
suspendida, así como gases disueltos. La proporción de minerales disueltos en el
agua puede variar desde 30 g/L para el agua de mar hasta 0.005 - 1500 mg/L en agua
superficial. [8]
2.3.2 Propiedades físicas de los fluidos.Una propiedad física es una característica
que puede ser estudiada usando los sentidos o algún instrumento específico de
medida. Estas se manifiestan básicamente en los procesos físicos como cambios de
estado, cambios de temperatura, cambios de presión, etc.
2.3.2.1 Gravedad específica.La gravedad específica es una comparación de la
densidad de una sustancia con la densidad de otra que se toma como referencia, para
sólidos y líquidos se usa como referencia usualmente el agua. Ambas densidades se
expresan en las mismas unidades e iguales condiciones de temperatura y presión.
Tabla 2. Gravedades específicas del agua y del vapor de agua
Temperatura Gravedad específica
T (°C) sg agua/vapor
0 1.000 10 1.000 20 0.998 30 0.996 40 0.992 50 0.988 60 0.983 70 0.978 80 0.971 90 0.965 100 0.958 110 0.953 120 0.945 130 0.937 140 0.928 150 0.919 160 0.909 170 0.899 180 0.888 190 0.877 200 0.865
Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel
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Figura 20. Gravedades específicas de hidrocarburos líquidos
Fuente:Procesos de transferencia de calor. Donald Q. Kern
2.3.2.2 Calor específico. El calor específico es una magnitud física que se define
como la cantidad de calor que hay que suministrar a la unidad de masa de una
sustancia o sistema termodinámico para elevar su temperatura en una unidad.
Tabla 3. Calores específicos del agua y del vapor de agua
Temperatura Calor específico (Kcal/Kg °C)
T (°C) Cp agua Cpvapor
0 1.008 --- 10 1.002 --- 20 1.000 --- 30 0.999 --- 40 0.999 --- 50 0.999 --- 60 1.000 --- 70 1.001 --- 80 1.003 --- 90 1.005 --- 100 1.008 0.485 110 1.010 0.495 120 1.014 0.507
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Tabla 3. (Continuación)
130 1.018 0.520 140 1.024 0.536 150 1.030 0.553 160 1.036 0.578 170 1.044 0.595 180 1.051 0.619 190 1.060 0.648 200 1.069 0.679
Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel
Figura 21. Calores específicos de hidrocarburos líquidos
Fuente:Procesos de transferencia de calor. Donald Q. Kern
2.3.2.3 Conductividad térmica. La conductividad térmica es una propiedad física de
los materiales que mide la capacidad de conducción de calor. En otras palabras la
conductividad térmica es también la capacidad de una sustancia de transferir la
energía cinética de sus moléculas a otras moléculas adyacentes o a substancias con
las que no está en contacto.
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Figura 22. Conductividades térmicas de hidrocarburos líquidos
Fuente:Procesos de transferencia de calor. Donald Q. Kern
Tabla 4. Conductividades térmicas del agua y del vapor de agua
Temperatura Conductividad térmica (Kcal/h m °C)
T (°C) λagua λvapor
0 0.480 --- 10 0.501 --- 20 0.514 --- 30 0.526 --- 40 0.538 --- 50 0.548 --- 60 0.557 --- 70 0.564 --- 80 0.571 --- 90 0.577 --- 100 0.582 0.0216 110 0.585 0.0225 120 0.588 0.0236 130 0.589 0.0248 140 0.589 0.0259 150 0.589 0.0272
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Tabla 4. (Continuación)
160 0.587 0.0285 170 0.584 0.0298 180 0.580 0.0313 190 0.575 0.0328 200 0.569 0.0345
Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel
2.3.2.4 Viscosidad. La viscosidad es la oposición de un fluido a las deformaciones
tangenciales. Un fluido que no tiene viscosidad se llama fluido ideal. En realidad todos
los fluidos conocidos presentan algo de viscosidad, siendo el modelo de viscosidad
nula una aproximación bastante buena para ciertas aplicaciones. La viscosidad sólo se
manifiesta en líquidos en movimiento.[1]
Figura 23. Viscosidades dinámicas de hidrocarburos líquidos
Fuente:Portalweb. Propiedades de los fluidos
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Tabla 5. Viscosidades dinámicas del agua y del vapor de agua
Temperatura Viscosidad dinámica (cP)
T (°C) µagua µvapor
0 1.792 --- 10 1.308 --- 20 1.003 --- 30 0.798 --- 40 0.653 --- 50 0.547 --- 60 0.476 --- 70 0.404 --- 80 0.355 --- 90 0.315 --- 100 0.282 0.0123 110 0.261 0.0126 120 0.240 0.0130 130 0.219 0.0133 140 0.198 0.0137 150 0.187 0.0140 160 0.176 0.0143 170 0.165 0.0147 180 0.154 0.0150 190 0.147 0.0154 200 0.140 0.0157
Fuente:Transferencia de calor. Yunus A. Cengel
2.3.3 Clasificación de los fluidos del proceso según TEMA. Los intercambiadores
de calor pueden ser diseñados para trabajar con cualquier tipo de fluido, pero existe
una clasificación dada por TEMA, esta clasificación diferencia a los intercambiadores
de acuerdo al tipo de fluido con los que deberá trabajar y al grado de severidad del
servicio del intercambiador.
Clase R: Son intercambiadores de calor con un servicio severo máximo, empleados
en la industria del petróleo y sus procesos. Seguridad y durabilidad son requeridas
para el diseño de estos intercambiadores por tales condiciones rigurosas.
Clase C: Son intercambiadores de calor diseñados para servicios y requerimientos
generalmente moderados. La economía y total compactibilidad son las dos
características esenciales de esta clase.
Clase B: Son intercambiadores para un servicio de proceso general. Máxima
economía y óptima compactibilidad son los principales criterios de diseño. [13]
- 38 -
2.3.4 Criterios para la selección de un intercambiador de calor. En la siguiente
tabla se describe los diferentes tipos de intercambiadores, sus aplicaciones y
limitaciones.
Tabla 6.Comparación de TEMA para intercambiadores clases R, C y B
Tema R C B
Definición
Para requerimientos generalmente severos,
aplicaciones del petróleo y relacionadas con su
procesamiento
Para requerimientos generalmente
moderados, aplicaciones comerciales y de proceso
general
Para servicio de proceso general
Tolerancia de corrosión en aceros
al carbón 1/8 in 1/16 in 1/16 in
Diámetro del tubo OD: ¾, 1, 1¼, 1½, 2 in R + ¼, 3/8, ½, 5/8 R + 5/8
Paso del tubo 1.25 x OD del tubo R + 3/8 R + ¾
Diámetro mínimo de la coraza 8 in tabulados 6 in tabulados 6 in tabulados
Espesor del deflector
longitudinal ¼ in mínimo
1/8 in para aleaciones 1/4 in para aceros al
carbono
1/8 in para aleaciones 1/4 in para aceros al
carbono
Diámetro de la barra de acoplamiento
mínimo 3/8 in 1/4 in para 6-15 in (Ds) 1/4 in para 6-15 in (Ds)
Construcción del anillo de cierre
375 °F máximo 300 psi hasta 24 in (Ds)
150 psi para 25-42 in (Ds) 75 psi para 43-60 in (Ds)
600 psi máximo Misma que TEMA R
Material de la junta
Junta de camisa metálica o metal sólido para
a) Cubierta del cabezal flotante interno
b) Hasta 300 psi . c) Todo hidrocarburo .
Junta de camisa metálica o metal sólido para a) Cabezal flotante
interno b) Hasta 300 psi .
Asbesto permitido para 300psi y presiones
menores
Misma que TEMA C
Longitud de expansión
Menor de 2 in o espesor del tubo
Menor de 2 in o espesor del tubo Misma que TEMA R
Conexiones para tubería de grifo
Acople de 6000 psi con tapón Acople de 3000 psi
Acople de 3000 psi con tapón
Conexiones para medir la presión
Requiere una boca de hasta 2 in
Se especifica por parte del comprador
Misma que TEMA R
Conexiones para termómetros
Requiere una boca de hasta 4 in
Se especifica por parte del comprador
Misma que TEMA R
Construcción de bocas
No hay referencia para bridas Misma que TEMA R
Las bocas mayor que 1 in deben ser con brida
Tamaño mínimo de los perno 3/4 in
1/2 in recomendado, pernos más pequeños pueden ser utilizados
5/8 in
Fuente: Mechanical Design of Process Systems. A. Keith Escoe
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En la siguiente tabla se recomienda criterios para la selección del tipo de cabezal fijo
según TEMA.
Tabla 7.Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales fijos
Cabezal fijo Aplicaciones
A Es el más común entre los cabezales fijos y se emplea con placa de tubos fija, tubos en U y banco de tubos removible
B Se emplea con placas de tubos fija, tubos en U, banco de tubos removible y coraza de tubos removible
C, N Se emplea en banco de tubos removible y en diseño de placa de tubos fija
D Se emplea especialmente a altas temperaturas (presiones de diseño del lado de los tubos > 1000 psi)
Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor.D. Gonzales-Mendizabal
En la siguiente tabla se recomienda criterios para la selección del tipo de coraza
según TEMA.
Tabla 8. Comparación de TEMA de los diferentes tipos de coraza
Coraza Aplicaciones
E Es el más común, económico y térmicamente el más eficiente
F Es de dos pasos en la coraza, evita la utilización de equipos en serie
G Es de flujo dividido, su uso principal está en la condensación de vapor
H Es de doble flujo dividido, reduce la caída de presión y se emplea en condensadores
J Tiene una boquilla central de entrada y dos de salida, o viceversa. Se emplea cuando el diseño se encuentra limitado por la caída de presión en la coraza
K Conocido como rehervidor, se utiliza cuando se requiera generar vapor
X No posee deflectores segmentados, es de un solo paso y es de flujo cruzado
Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor. D. Gonzales-Mendizabal
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En la siguiente tabla se recomienda criterios para la selección del tipo de cabezal
removible según TEMA.
Tabla 9. Comparación de TEMA de los diferentes tipos de cabezales removibles
Cabezal removible Aplicaciones
L Se emplea en intercambiadores de placa de tubos fija, cuando se requiere de limpieza mecánica en el lado de los tubos
M Se emplea en intercambiadores con placa de tubos fija, para servicios a altas presiones
N Se emplea en intercambiadores con placa de tubos fija
P
Comúnmente se le denomina cabezal flotante empacado externamente. Permite expansión y se puede diseñar para cualquier número de pasos. Los dos fluidos no es mezclan en caso de presentarse fugas en las empacaduras. Es un diseño muy costoso
S
Comúnmente se le domina cabezal flotante de anillo dividido. Tiene a la placa de tubos entre un anillo dividido removible y la cubierta, la cual tiene un diámetro mayor que la coraza. Es el recomendado para banco de tubos removibles
T Comúnmente se le denomina cabezal flotante de arrastre. Puede ser removido de la coraza. Sólo permite un número par de pasos para los tubos
U
Es un diseño muy sencillo que requiere de una placa de tubos sin junta de expansión y es muy fácil de remover. No es posible remover tubos individuales, se requiere un número par de pasos para los tubos y la limpieza de la U es muy difícil. Es el diseño más económico
W
Comúnmente se le denomina cabeza flotante empacado con anillo de faro. Es posible un arreglo de uno o dos pasos para los tubos. El sistemas tubos más deflectores es fácil de remover. Es bastante económico
Fuente: Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor. D. Gonzales-Mendizabal
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En la siguiente tabla se describe las clases de intercambiadores de calor de coraza y
tubos en términos de varios componentes y su influencia en el factor económico.
Tabla 10. Guía para la selección del tipo de intercambiador de calor y su influencia en el factor económico
Tipo de designación
Característica importante
Aplicaciones más adecuadas Limitaciones
Costo relativo en aceros al carbono
De espejo fijo
Ambos espejos fijos a la coraza
Condensadores, líquido-líquido, gas-gas, gas-líquido, enfriamiento y
calefacción, horizontal o vertical, Rehervidor
Diferencia de temperatura de hasta aproximadamente 200
°F debido a la expansión diferencial
1
Cabezal flotante o espejo (de haz
desmontable y no
desmontable)
Un espejo flotante en la coraza, haz de tubos
puede o no ser desmontable del cuerpo, pero la cubierta trasera puede removerse para exponer el final de los
tubos
Diferenciales de temperatura altas, por
encima de aproximadamente 200
°F; fluidos sucios requieren limpieza en el interior así como en el exterior de la coraza, horizontal o vertical
Juntas internas facilitan peligro de fugas.
Corrosividad de los fluidos en la coraza en
las partes flotante. Usualmente confinado a unidades horizontales
1.28
Haz de tubos en U
Sólo requiere un espejo. Tubos doblados en
forma de U. El haz es removible
Diferenciales de temperatura altas que
podría requerir disposición para
expansión en unidades fijas de tubos. Servicios
de limpieza o condiciones de fácil
limpieza en ambos lados del tubo y coraza.
Horizontal o vertical
Curvas deberán hacerse cuidadosamente o
daños mecánicos de ruptura pueden resultar. Velocidades en el lado
de los tubos puede causar la erosión del
interior de las curvas. El líquido debe estar libre
de partículas en suspensión
1.08
Rehervidor
Haz de tubos montables como tipo U o cabezal
flotante. Coraza ampliada para permitir
ebullición y desprendimiento de
vapor
Fluido de ebullición en el lado de coraza, como refrigerante o fluido de
proceso que se vaporiza. Enfriamiento o refrigeración del fluido
en el lado de los tubos y evaporación del
refrigerante en el lado de coraza
Para instalaciones horizontales.
Físicamente grande para otras aplicaciones
1.2 – 1.4
Tubería doble
Cada tubo tiene su forma propia de coraza, espacio anular para el fluido en el lado de la coraza. Suele utilizar
externamente tubos con aletas
Servicios pequeños o en bancos para
aplicaciones grandes. Especialmente
adecuados para presiones altas en tubos
sobre 400 psig
Servicios adecuados para tubería aletada.
Gran número de tubería que requiere costo y
espacio
0.8 – 1.4
Fuente: Mechanical Design of Process Systems. A. Keith Escoe
- 42 -
En la siguiente tabla se indica una guía para la selección del diámetro de los tubos de
acuerdo a la severidad del servicio (resistencia de ensuciamiento).
Tabla 11. Guía para la selección del diámetro de los tubos
Severidad de Servicio Diámetro externo del tubo (Dt)
mm in
Limpio o sucio (< 0.00053 m2 °K/W)
Levemente corrosivo 19.05 ¾
Limpio o sucio (< 0.00053 m2 °K/W) Corrosivo 19.05 ¾
Extremadamente sucio (≥ 0.00053 m2 °K/W) Levemente corrosivo 25.4 1
Extremadamente sucio (≥ 0.00053 m2 °K/W) Corrosivo 25.4 1
Servicios generales: Si se emplean tubos hechos de aleaciones se recomienda
Limpio o sucio (< 0.00053 m2 °K/W) 19.05 ¾
Extremadamente sucio (≥ 0.00053 m2 °K/W) 25.4 1
Fuente: Fuente: Guía de Intercambiadores de Calor. D. Gonzales-Mendizabal
2.3.4.1 Criterios para la selección de materiales de construcción. Los materiales se
fabrican en formas comerciales, para ello se han normalizado las de mayor utilidad.
PLACA: Se emplea en la fabricación de mamparas, silletas, tapas formadas y planas,
placas divisorias, tiras de sello, mamparas de choque, espejos y secciones cilíndricas
(corazas y cabezales).
FORJA: Se emplea en la fabricación de bridas, acoples y en algunos casos cuando
los espejos y tapas planas cuentan con espesores mayores a 2½” (63.5 mm) por
limitaciones de disponibilidad en el mercado y por la dificultad que presenta controlar
los defectos en el laminado de placas con espesores mayores a 4” (101.6 mm).
TUBOS: Existen en el mercado tubos de cédula y tubos calibre, ambos fabricados
para diámetros normalizados aunque con características de fabricación diferentes y
utilidad específica dentro del diseño de los intercambiadores de calor. Los tubos de
- 43 -
cédula pueden conseguirse en el mercado desde 1/8” (3.2 mm) hasta 18” (457 mm) de
diámetro nominal.
BARRA: Se utiliza para la fabricación de varillas tensoras, espárragos y tornillos.
Aspectos generales de la corrosión: En términos técnicos, la corrosión ha sido
definida como el deterioro o destrucción de un material metálico, ocasionado por el
ataque electroquímico del medio que le rodea.
La vida útil de los equipos se ve reducida frecuentemente como resultado de las
corrosiones, es por ello que se ha dado especial atención a su estudio, lográndose
resultados importantes con respecto a la detección y control de las mismas. Todos los
metales y aleaciones son susceptibles a la corrosión. Afortunadamente se cuenta con
una amplia gama de metales que pueden comportarse satisfactoriamente en medios
específicos contándose además con métodos de control de la corrosión que reducen
considerablemente el problema.
Dentro de los aspectos que generan pérdidas económicas se tienen:
• Reposición del equipo
• Coeficientes de seguridad y sobre diseño
• Paros de producción
• Contaminación de producto
Dentro de los aspectos que generan pérdidas humanas y repercusión social se tienen:
• Incendios, explosiones y liberación de productos tóxicos
• Contaminación ambiental
Factores que intervienen para una adecuada selecció n de materiales: Los
materiales que se elijan, deberán resistir los efectos de la corrosión y deberán tener la
suficiente resistencia para soportar la temperatura y presión de diseño, teniendo
además que conducir a un diseño práctico. Una buena selección de materiales,
asegurará bajos costos de mantenimiento e iniciales.
- 44 -
A continuación se mencionarán las etapas más convenientes para efectuar una
selección adecuada de materiales para la construcción de intercambiador de calor:
• Lista de requisitos
• Factores adicionales para selección de los materiales
• Selección del material
Lista de requisitos: En esta lista, se deben incluir los materiales que satisfagan las
condiciones de servicio, y para que esto suceda, es necesario que los materiales que
se sugieran tengan las propiedades adecuadas, siendo más importantes las
siguientes:
• Propiedades mecánicas: Las propiedades del material que más importancia
tienen son: alta resistencia a la tensión, punto de cedencia alto, mínima
reducción de área y alto porcentaje de alargamiento.
• Propiedades físicas: Siendo más importante el coeficiente de dilatación térmico
del material, ya que este limitará el valor del esfuerzo a la tensión y en
consecuencia afectará el diseño del cambiador.
• Resistencia a la corrosión: Los materiales que se propongan deberán soportar
el ataque químico de las sustancias a las cuales estarán en contacto.
• Facilidad para su fabricación: De acuerdo a los medios disponibles y elegidos
para la fabricación del equipo, los materiales deberán contar con las siguientes
características: Maquinabilidad, soldabilidad, facilidad de ser formado y
compatibilidad del equipo existente.
Factores adicionales para la selección de los mater iales: En esta etapa se tomará
en cuenta la vida útil de la planta donde serán integrados los equipos
(intercambiadores de calor) que se están diseñando, para ello, se fijará la atención en
los siguientes puntos:
• Vida estimativa de la planta
• Duración estimada del material
• Disponibilidad y tiempo de entrega del material
• Costo del material y fabricación
- 45 -
Selección del material: La decisión final que se tomará para la selección del material,
se hará de acuerdo a lo siguiente:
• Material más adecuado: Este será aquel que cumpla con el mayor porcentaje
de requisitos técnicos, de esto depende el buen funcionamiento del equipo.
• Requisitos económicos: El material que implique menores gastos como son:
iniciales, de operación, de mantenimiento y un mayor reembolso de inversión,
sin que por este concepto se tenga que sacrificar el punto anterior.
Recomendaciones para los materiales de los elemento s principales de
losintercambiadores de calor:
TUBOS: En la selección del material de los tubos, se deberá atender con especial
cuidado el ataque corrosivo a las condiciones de servicio (Presión y Temperatura) de
cada fluido, ya que ambos están en contacto con ellos, uno por el interior y el otro por
su exterior. Además, se deberá tomar en cuenta que comercialmente no se cuenta con
espesores normalizados que proporcionen el material disponible para corrosión, por lo
que está deberá resultar imperceptible.
CORAZAS, CABEZALES: Estos elementos contendrán a los fluidos de proceso; a
diferencia de los tubos de transferencia, en estos elementos si es posible proporcionar
material adicional para soportar el ataque corrosivo, pero cuando se requiere de
materiales de aleación es más adecuado el uso de recubrimientos integrales (con
material base de acero al carbón, recubierto con aleación). La construcción de estos
elementos se lleva a cabo a partir de diversas formas de suministro.
TAPAS CABEZAL FLOTANTE: Estas tapas no quedan incluidas entre las anteriores,
por la función que desempeñan, ya que además de separar un fluido del otro, soportan
el ataque corrosivo y las condiciones de servicio de ambos fluidos, por lo que se
deberán seleccionar sus materiales de construcción para soportar las condiciones más
críticas son seleccionadas comúnmente de acero al carbono.[14]
En las siguientes tablas se muestran los materiales más adecuados para los tubos y la
coraza.
- 46 -
Tabla 12.Materiales para tubos de intercambiadores de calor
Material A - 179 A - 213 A - 268 A - 279 A - 304 A - 410
Composición Manganeso
Cromo - Manganeso
Cromo - Níquel - Manganeso
Cromo - Níquel - Manganeso
Cromo - Níquel Cromo
Descripción Acero de bajo carbono
Austeníticos y ferríticos
Austeníticos y ferríticos
Austeníticos y ferríticos
Austeníticos Ferríticos y
martensíticos
Utilización Tubos para
I.C. y condensadores
Tubos para evaporadores, sobrecalent. e
I.C.
Tubos para calderas,
sobrecalent. e I.C.
Tubos para calderas,
sobrecalent. e I.C.
Tubos para tanques, uso
general
Partes de turbina de
vapor y gas de I.C.
Resistencia a la corrosión Bajo Moderado Moderado Moderado Alto Bajo
Existencia en el mercado Alto Alto Alto Moderado Alto Moderado
Costo relativo en aceros al carbono
1 2.8 2.9 2.1 3.2 3.5
Conductividad térmica de los
tubos (λtw) 38 W/m °K 18 W/m °K 18 W/m °K 18 W/m °K 17 W/m °K 38 W/m °K
Temperaturas -10 a 520 °C -195 a 815 °C -195 a 815 °C -195 a 815 °C -250 a 815 °C -30 a 650 °C
Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis (Catálogos de materiales)
Tabla 13. Materiales para corazas de intercambiadores de calor
Material Acero de bajo carbono
Acero calmado (KCS)
Composición Carbono - Manganeso El % de oxígeno es nulo
Descripción El % de carbono es menor al 0.3
Desoxidación de acero asegura una consistencia
más uniforme en el producto que aumenta la
densidad y durabilidad
Utilización Pueden ser utilizados
para estampadas, piezas forjadas
Placas de la caldera
Existencia en el mercado Alto Alto
Costo Bajo Bajo
Temperaturas -35 a 535 °C -35 a 535 °C
Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis (Catálogos de materiales)
- 47 -
2.3.5 Diseño térmico. Existen dos métodos para el diseño de intercambiadores: el
LMTD (Log Mean Temperature Difference) y el NTU (Number of Transfer Units).
El LMTD es un método de diseño. En él cual, con el conocimiento de las temperaturas
de entrada y salida y el flujo másico de los fluidos es posible determinar el área de
transferencia de calor siguiendo un procedimiento lógico.
El NTU es un método para el análisis de intercambiadores de calor. A través de él
podemos analizar el comportamiento de un determinado intercambiador de calor (un
equipo que ya está construido) bajo parámetros diferentes a los de diseño. En este
método se utilizan varias curvas para la determinación de la relación entre la
efectividad y los NTU. Este método se usa para calcular la velocidad de transmisión de
calor en Intercambiadores de calorcuando no hay información suficiente para calcular
por el método LMTD.
2.3.5.1 Método de la diferencia de temperatura media logarítmica LMTD. El método
de la LMTD resulta muy adecuado para la determinación del tamaño de un
intercambiador de calor con el fin de dar lugar a las temperaturas prescritas de salida
cuando se especifican los gastos de masa y las temperaturas de entrada y de salida
de los fluidos caliente y frío.
La diferencia de temperatura entre los fluidos caliente y frío varía a lo largo del
intercambiador de calor y resulta conveniente tener una diferencia de temperatura
media∆Tm para usarse en la relación
mo TAUq ∆= (4)
Si se supone que la superficie exterior del intercambiador está bien aislada, de modo
que cualquier transferencia de calor ocurre entre los dos fluidos y se descartan
cualquier cambio en la energía potencial y cinética, un balance de energía en cada
fluido, en una sección diferencial del intercambiador, se puede expresar como
Flujo paralelo Flujo contracorriente
hhh dTCpMdq −= (5) hhh dTCpMdq −= (5)
ccc dTCpMdq = (6.a) ccc dTCpMdq −= (6.b)
- 48 -
Figura 24. Variación de las temperaturas de los fluidos en un intercambiador
Fuente: Apuntes de transferencia de calor. Ing. Ramiro Valenzuela
Con el fin de desarrollar una relación para la diferencia de temperatura promedio
equivalente entre los dos fluidos considerándose el intercambiador de calor de tubo
doble y flujo paralelo, nótese que la diferencia de temperatura ∆T entre los fluidos
caliente y frío es grande en la entrada del intercambiador, pero disminuye en forma
exponencial hacia la salida.
ch TTT −=∆ (7)
( ) ch dTdTTd −=∆ (8)
Sustituyendo dTh y dTc de las expresiones anteriores
( )
+−=∆
hhcc CpMCpMdqTd
1
1 (9)
( )
+∆−=∆
hhcco CpMCpM
TAUTd
1
1 (10)
Reemplazando dq e integrando a lo largo del intercambiador, entre los extremos A y B
( )∫∫
+−=
∆∆ B
Ahhcco
B
A
dACpMCpM
UT
Td
1
1 (11)
+−=
∆∆
hhcco
A
B
CpMCMAU
T
T
1
p
1 ln (12)
- 49 -
Sustituyendo McCpc y MhCph de los balances globales para cada fluido
−+−−=
∆∆
q
TT
q
TTAU
T
T hohicicoo
A
B ln (13)
Para un intercambiador de calor de flujo paralelo las diferencias de temperaturas en
los puntos extremos son
cihiA TTT −=∆ (14a)
cohoB TTT −=∆ (15a)
Con lo que la expresión anterior queda
( )hohicicoo
cihi
coho TTTTq
AU
TT
TT −+−−=
−−
ln (16)
( )BAo
A
B TTq
AU
T
T −−=
ln (17)
∆∆
∆−∆=
A
B
ABo
T
T
TTAUq
ln
(18)
Donde
LMTDFAUq o = (19)
F es el factor de corrección de la diferencia de temperatura media logarítmica
(LMTD), el cual depende de la configuración geométrica del intercambiador y de las
temperaturas de entrada y de salida de las corrientes de fluido caliente y frío. Para el
intercambiador de calor de doble tubo, evaporadores y condensadores F = 1, sin
importar la configuración.[7]
La relación antes dada para la diferencia de temperatura media logarítmica se
desarrolla usando un intercambiador de flujo paralelo, pero si se repite el análisis antes
dado para uno a contraflujo, se puede demostrar que también es aplicable a los
intercambiadores a contraflujo; aunque, en esta ocasión ∆TA y ∆TB se expresan como:
- 50 -
cohiA TTT −=∆ (14b)
cihoB TTT −=∆ (15b)
2.3.5.2Tamaño aproximado de un intercambiador de calor de coraza y tubos. El
siguiente procedimiento es usado para el diseño de intercambiadores de calor de
coraza y tubos.La exactitud de este método depende de la selección apropiada de los
valores del coeficiente de transferencia de calor.
a. Estimación del flujo de calor requerido( qreq)
Cuando no existe cambio de fase en el proceso se utiliza:
( ) ( )cicocchohihhreq TTCpMTTCpMq −=−= (20a)
Donde
Mh = Flujo másicos del fluido caliente
Mc = Flujo másicos del fluido frío
Cph = Calor específico del fluido caliente
Cpc = Calor específico del fluido frío
Thi = Temperatura del fluido caliente a la entrada
Tho = Temperatura del fluido caliente a la salida
Tci = Temperatura del fluido frío a la entrada
Tco = Temperatura del fluido frío a la salida
Cuando existe cambio de fase en el proceso se utiliza:
( )( ) ( )fgcvcicocclreq hMTTCpMq +−= (20b)
Donde
Mcl = Flujo másicos delíquido frío a la salida
Mcv = Flujo másicos de vapor saturado a la salida
hfg = Entalpia del fluido a la temperatura y presión de saturación
- 51 -
b.Cálculo de la diferencia de temperatura media log arítmica ( LMTD)
∆∆
∆−∆=
A
B
AB
T
T
TTLMTD
ln
(21)
Flujo paralelo Flujo contracorriente
cihiA TTT −=∆ (14a) cohiA TTT −=∆ (14b)
cohoB TTT −=∆ (15a) cihoB TTT −=∆ (15b)
Cuando en el proceso existe cambio de fase se utiliza
hicoA TTT −=∆ (14c)
hiciB TTT −=∆ (15c)
c. Cálculo de la diferencia de temperatura media lo garítmica corregida ( CMTD)
La eficiencia térmica de un intercambiador de calor está dada por una razón de las
diferencias de temperatura entre la entrada y salida de los fluidos en el lado de los
tubos con respecto a la diferencia de temperatura entre las entradas por el lado de la
coraza y de los tubos, este valor es adicionalmente corregido en función del número
de pasos por el lado de la coraza.[6]
cihi
cico
TT
TTS
−−= (22)
cico
hohi
TT
TTR
−−= (23)
cp
cp
N
N
S
SRR
S
SR
S1
1
1
1
1
11
'
−−−
−−−
= (24)
- 52 -
( ) ( )( )
+++−+−+−−
−−+
=
11 '2
11 '2ln 1
' 1
'1ln 1
2
2
2
RRS
RRSR
SR
SR
F (25)
FLMTDCMTD = (26)
d. Estimación del coeficiente global de transferenc ia de calor( Uo)
Es necesario suponer los siguientes valores: diámetro, espesor y material del tubo,
coeficientes de transferencia de calor, resistencias térmicas por ensuciamiento de los
fluidos.
++
++
=
i
o
tt
m
o
tw
tws
s
o
A
ARf
A
ALRf
U
1
1
1
αλα
(27)
( )iom rrLA += π (28)
Donde
Am = Área media efectiva
Ltw = Espesor de la pared del tubo
αt = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de los tubos
αs = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en el lado de la coraza
Rft = Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de los tubos
Rfs = Resistencia térmica por ensuciamiento del fluido el lado de la coraza
ro = Radio externo del tubo
ri = Radio interno del tubo
λtw = Conductividad térmica de la pared del tubo
Los coeficientes de transferencia de calor de los fluidos en el lado de los tubos y de la
coraza, deben calcularse en función de velocidades supuestas o utilizar las
recomendaciones de las Tablas 14a, 14b y 14c. Los valores encontrados son
igualmente válidos para el fluido del lado de los tubos o de la coraza. En las tablas
también se encuentran las resistencias térmicas debido a incrustaciones o suciedades
- 53 -
de los fluidos. Para diseños prácticos se recomienda velocidades en el lado de los
tubos:
1 – 2 m/s para líquidos
5 – 10 m/s para gases
Tabla 14a. Coeficientes de transferencia de calor típicos para intercambiadores de calor de coraza y tubos (Transferencia de calor sensible)
Condiciones del Fluido Coeficiente de
transferencia de calor Resistencia por ensuciamiento
(α) W/m2 °K a,b (Rf) m2 °K/W a
Transferencia de calor sensible
Agua c Líquido 5000 – 7500 1x10-4 - 2.5x10-4
Amoniaco Líquido 6000 – 8000 0 - 1x10-4
Orgánicos ligeros d Líquido 1500 – 2000 1x10-4 - 2x10-4
Orgánicos medios e Líquido 750 – 1500 1.5x10-4 - 4x10-4
Orgánicos pesados f Líquido
Calentamiento 250 – 750 2x10-4 - 1x10-3
Enfriamiento 150 – 400 2x10-4 - 1x10-3
Orgánicos muy pesados g Líquido
Calentamiento 100 – 300 4x10-4 - 3x10-3
Enfriamiento 60 – 150 4x10-4 - 3x10-3
Gas h Presión 100-200 kN/m2 abs 80 – 125 0 - 1x10-4
Gas h Presión 1 MN/m2 abs 250 – 400 0 - 1x10-4
Gas h Presión 10 MN/m2 abs 500 – 800 0 - 1x10-4
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Tabla 14b. Coeficientes de transferencia de calor típicos para intercambiadores de calor de coraza y tubos (Transferencia de calor de condensación)
Condiciones del Fluido Coeficiente de
transferencia de calor Resistencia por ensuciamiento
(α) W/m2 °K a,b (Rf) m2 °K/W a
Transferencia de calor de condensación
Vapor, amoniaco Presión 10 kN/m2 abs 8000 – 12000 0 - 1x10-4
0% no condensable i,j
Vapor, amoniaco Presión 10 kN/m2 abs 4000 – 6000 0 - 1x10-4
1% no condensable k
Vapor, amoniaco Presión 10 kN/m2 abs 2000 – 3000 0 - 1x10-4
4% no condensable k
Vapor, amoniaco Presión 100 kN/m2 abs 10000 - 15000 0 - 1x10-4
no condensable i,j,k,l
- 54 -
Tabla 14b. (Continuación)
Vapor, amoniaco Presión 1 MN/m2 abs 15000 - 25000 0 - 1x10-4
no condensable i,j,k,l
Orgánicos ligeros d Componentes puros 1500 – 2000 0 - 1x10-4
presión 10 kN/m2 abs
0% no condensable i
Orgánicos ligeros d Presión 10 kN/m2 abs 750 – 1000 0 - 1x10-4
4% no condensable k
Orgánicos ligeros d Componentes puros 2000 – 4000 0 - 1x10-4
presión 100 kN/m2 abs
0% no condensable l
Orgánicos ligeros d Componentes puros 3000 – 7000 0 - 1x10-4
presión 1 MN/m2 abs Orgánicos medios e Componentes puros o rango 1500 – 4000 1x10-4 - 3x10-4
de condensación estrecho
presión 100 kN/m2 abs m,n
Orgánicos pesados Rango de condensación estrecho 600 – 2000 2x10-4 - 5x10-4
presión 100 kN/m2 abs m,n
Mezclas multicomponentes Rango de condensación medio 1000 – 2500 0 - 2x10-4
ligeras, todo condensable presión 100 kN/m2 abs k,m,o
Mezclas multicomponentes Rango de condensación medio 600 – 1500 1x10-4 - 4x10-4
medias, todo condensable presión 100 kN/m2 abs k,m,o
Mezclas multicomponentes Rango de condensación medio 300 – 600 2x10-4 - 8x10-4
pesadas, todo condensable presión 100 kN/m2 abs k,m,o
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Tabla 14c. Coeficientes de transferencia de calor típicos para intercambiadores de calor de coraza y tubos (Transferencia de calor de evaporación)
Condiciones del Fluido Coeficiente de
transferencia de calor Resistencia por ensuciamiento
(α) W/m2 °K a,b (Rf) m2 °K/W a
Transferencia de calor de evaporación p, q
Agua r Presión < 0.5 MN/m2 abs 3000 – 10000 1x10-4 - 2x10-4
∆TSH,max = 25 °K
Agua r Presión > 0.5 MN/m2 abs 4000 – 15000 1x10-4 - 2x10-4
presión < 10 MN/m2 abs
∆TSH,max = 20 °K
Amoniaco Presión < 3 MN/m2 abs 3000 – 5000 1x10-4 - 2x10-4
∆TSH,max = 20 °K
Orgánicos ligeros d Componentes puros 1000 – 4000 1x10-4 - 2x10-4
presión < 2 MN/m2 abs
∆TSH,max = 20 °K
- 55 -
Tabla 14c. (Continuación)
Orgánicos ligeros d Rango de ebullición estrecho s 750 – 3000 1x10-4 - 3x10-4
presión < 2 MN/m2 abs
∆TSH,max = 15 °K
Orgánicos medios e Componentes puros 1000 – 3500 1x10-4 - 3x10-4
presión < 2 MN/m2 abs
∆TSH,max = 20 °K
Orgánicos medios e Rango de ebullición estrecho s 600 – 2500 1x10-4 - 3x10-4
presión < 2 MN/m2 abs
∆TSH,max = 15 °K
Orgánicos pesados f Componentes puros 750 – 2500 2x10-4 - 5x10-4
presión < 2 MN/m2 abs
∆TSH,max = 20 °K
Orgánicos pesados g Rango de ebullición estrecho s 400 – 1500 2x10-4 - 8x10-4
presión < 2 MN/m2 abs
∆TSH,max = 15 °K
Orgánicos muy pesados h Rango de ebullición estrecho s 300 – 1000 2x10-4 - 1x10-3
presión < 2 MN/m2 abs
∆TSH,max = 15 °K
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F. a Coeficientes de transferencia de calor y resistencias de ensuciamiento están basados en el área de contacto con el fluido. Las temperaturas están asumidas para un rango de proceso normal. b Para tolerancias de caída de presión en cada lado se asume aproximadamente 50-100 kN/m2 excepto para (1) presión de gas baja y flujos de dos pasos, donde la caída de presión está asumida aproximada 5% de la presión absoluta; (2) orgánicos muy viscosos, donde las tolerancias de caída de presión están asumidas aproximadamente 150-250 kN/m2. c Soluciones acuosas dan aproximadamente el mismo coeficiente que el agua. d "Orgánicos ligeros" incluye fluidos con viscosidades menores que 0.5x10-3 Ns/m2, tales como hidrocarburos C8, gasolina, alcohol ligero y ketones, etc. e "Orgánicos medianos" incluye fluidos con viscosidades entre aproximadamente 0.5x10-3 y 2.5x10-3 Ns/m2, tales como kerosene, aceite de gas caliente, absorvedor de aceite, y crudos ligeros. f "Orgánicos pesados" incluye fluidos con viscosidades mayores que 2.5x10-3 Ns/m2, pero no mayores que 50x10-3 Ns/m2, tales como aceite de gas frío, aceites lubricantes, aceites combustibles, y crudos reducidos y pesados. g "Orgánicos muy pesados" incluye alquitranes, asfaltos, polímeros fundidos, grasas, etc, teniendo viscosidades mayores que aproximadamente 50x10-3 Ns/m2. Estimación de coeficientes para estos materiales es muy inacertado y depende de la diferencia de temperaturas. h Valores dados para los gases se aplican a sustancias como el aire, nitrógeno, dióxido de carbono, mezclas de hidrocarburos ligeros (no condensación), etc. i Recalentamiento de un vapor puro es removido en el mismo coeficiente como por condensación del vapor saturado si la temperatura de salida del refrigerante es menor que la temperatura de saturación y si la temperatura de saturación es usada en cálculos de la diferencia de temperatura media. j El vapor no es condensado en tubos con aletas convencionales; tensiones superficiales altas causan puente y retención del condensado y una reducción severa del coeficiente por debajo de los tubos lisos. k Los coeficientes citados por condensación en la presencia de gases no condensables o para mezclas multicomponentes son solo para propósitos de estimación aproximadas porque existe la presencia de las resistencias de transferencia de masa en la fase d vapor. l Como una aproximación, los mismos coeficientes de reducción relativos de condensación a presión baja debido a los gases no condensables pueden igualmente ser aplicados a presiones altas. m Presión absoluta y no condensables afectan los coeficientes de condensación para orgánicos medios y pesados en aproximadamente la misma proporción en cuanto a los orgánicos ligeros. Porque de la degradación térmica, ensuciamiento pueden llegar a ser bastante severa para los condensados más pesados. n "Rango de condensación estrecho" implica que la diferencia de temperatura entre el punto de roció y el punto de ebullición es menor que la diferencia de temperatura más pequeña entre el vapor y el refrigerante en cualquier lugar del condensador. o "Rango de condensación media" implica que la diferencia de temperatura entre el punto de rocío y el punto de ebullición es mayor que la diferencia de temperatura más pequeña entre el vapor y el refrigerante, pero menor que la diferencia de temperatura entre la entrada del vapor y la salida del refrigerante. p Los coeficientes de transferencia de calor de ebullición y evaporación dependen fuertemente en la naturaleza de la superficie y estructura del flujo de dos fases pasado la superficie en adición a todas las otras variables que son importantes para la transferencia de calor convectiva en otros modos. ∆TSH,max es la máxima tolerancia de la diferencia de temperatura entre la superficie y la temperatura de saturación de la superficie de ebullición. q Carga de calor de subenfriamiento es transferida al mismo coeficiente como carga de calor latente en rehervidores, usando la temperatura de saturación en la diferencia de temperatura media. Para termosifones horizontales y verticales, un cálculo de separación es requerido para el área de transferencia de calor sensible, usando apropiadamente el coeficiente de transferencia de calor sensible y la temperatura del líquido para la diferencia de temperatura media. r Vaporización de soluciones acuosas con casi el mismo coeficiente que el agua pura si la atención es dada a la elevación del punto de ebullición y si la solución no se convierte en saturada y si se tiene cuidado para evitar las condiciones de pared seca. s Para ebullición de mezclas, la temperatura de saturación de la fase líquida final es usada para calcular la diferencia de temperatura media.
- 56 -
Inicialmente el diámetro exterior del tubo debe suponerse en base a criterios técnicos:
pequeños diámetros favorecen a una efectiva transferencia de calor, consideraciones
de limpieza también limitan la selección del diámetro como se indica en la Tabla 11. El
espesor de la pared del tubo se determina en función de la presión, temperatura,
material y posible corrosión. Estas dimensiones están estandarizadas y se muestran
en la Tabla 15.
Tabla 15. Dimensiones estandarizadas de los tubos
Diámetro externo del tubo (Dt) Espesor de la pared del tubo (Ltw) Diámetro interno del tubo (Dti)
in mm BWG in mm In mm
0.250 6.350 22 0.028 0.711 0.194 4.928
24 0.022 0.559 0.206 5.232
0.375 9.525 18 0.049 1.245 0.277 7.036 (3/8)
20 0.035 0.889 0.305 7.747
22 0.028 0.711 0.319 8.103
0.500 12.700 18 0.049 1.245 0.402 10.211
20 0.035 0.889 0.430 10.922
0.625 15.875 16 0.065 1.651 0.495 12.573 (5/8)
18 0.049 1.245 0.527 13.386
20 0.035 0.889 0.555 14.097
0.750 19.050 12 0.109 2.769 0.532 13.513 (3/4)
14 0.083 2.108 0.584 14.834
16 0.065 1.651 0.620 15.748
18 0.049 1.245 0.652 16.561
20 0.035 0.889 0.680 17.272
0.875 22.225 14 0.083 2.108 0.709 18.009 (7/8)
16 0.065 1.651 0.745 18.923
18 0.049 1.245 0.777 19.736
20 0.035 0.889 0.805 20.447
1.000 25.400 12 0.109 2.769 0.782 19.863
14 0.083 2.108 0.834 21.184
16 0.065 1.651 0.870 22.098
18 0.049 1.245 0.902 22.911
1.250 31.750 10 0.134 3.404 0.982 24.943
12 0.109 2.769 1.032 26.213
14 0.083 2.108 1.084 27.534
16 0.065 1.651 1.120 28.448
2.000 50.800 12 0.109 2.769 1.782 45.263
14 0.083 2.108 1.834 46.584
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
- 57 -
e. Cálculo de área total de transferencia de calor requerida( Ao)
CMTDU
qA
o
reqo
= (29)
Donde
qreq = Flujo del calor requerido (Ec. 20a o 20b)
Uo = Coeficiente global de transferencia de calor (Ec. 27)
CMTD = Diferencia de temperatura media logarítmica corregida (Ec. 26)
f. Determinar el área efectiva de transferencia de calor ( Ao’)
El diámetro interior de la coraza (Ds) y longitud efectiva del tubo (Lta) se calcula en
función del área supuesta de transferencia de calor. Hay que suponer el tipo de
arreglo, paso (Ltp), número de pasos en el lado de los tubos (Ntp).
Es posible obtener algunas combinaciones entre el diámetro de la coraza y la longitud
efectiva. Esta relación deberá considerar la restricción de espacio, la velocidad en el
lado de los tubos, la caída de presión en el lado de la coraza, el límite de vibración,
etc.
321 ' FFFAA oo = (30)
Donde
Ao = Área total de transferencia de calor requerida (Ec. 29)
F1 = Factor de corrección por diámetro de tubo y arreglo de tubos
(Tabla 16)
F2 = Factor de corrección por el número de pasos en los tubos, F2 = 1 para un paso
(Tabla 17)
F3 = Factor de corrección por tipo de coraza y tipo de arreglo del haz de tubos
(Tabla 18)
- 58 -
Tabla 16. Valores de F1 para varios diámetros y disposición de tubos
Diámetro externo del tubo Paso en la disposición de tubos Arreglo F 1
(Dt) mm (Ltp) mm
15.9 20.6 → ◁ 0.90
15.9 20.6 → ♢ ☐ 1.04
19.0 23.8 → ◁ 1.00
19.0 23.8 → ♢ ☐ 1.16
19.0 25.4 → ◁ 1.14
19.0 25.4 → ♢ ☐ 1.31
25.4 31.8 → ◁ 1.34
25.4 31.8 → ♢ ☐ 1.54
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Tabla 17. Valores de F2 para diferentes números de pasos en los tubos
Diámetro interno de la coraza Número de pasos en los tubos (Ntp)
(Ds) m 2 4 6 8
≤ 0.305 1.20 1.40 1.80
0.337 - 0.438 1.06 1.18 1.25 1.50
0.489 - 0.591 1.04 1.14 1.19 1.35
0.635 - 0.838 1.03 1.12 1.16 1.20
0.889 - 1.140 1.02 1.08 1.12 1.16
1.220 - 1.520 1.02 1.05 1.08 1.12
> 1.520 1.01 1.03 1.04 1.06
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Tabla 18. Valores de F3 para varias construcciones de haz de tubos
Tipo de cabezal posterior
Diámetro interno de la coraza (Ds) m
≤ 0.305 0.337-0.540 0.591-0.889 0.940-1.220 > 1.220
De espejo fijo (TEMA L, M, N) 1.00 1.00 1.00 1.00 1.00
Con empaque exterior (TEMA P) 1.30 1.15 1.09 1.06 1.04
Con dispositivo de apoyo (TEMA S) 1.30 1.15 1.09 1.06 1.04
Sin contrabrida (TEMA T)
1.40 1.25 1.18 1.15
Haz de tubos en U (TEMA U) 1.12 1.08 1.03 1.01 1.01
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
- 59 -
g. Aproximación del diámetro de la coraza y longitu d de los tubos
La Figura 25es la clave para relacionar el área efectiva de transferencia de calor, con
el diámetro interno de la coraza y la longitud efectiva del tubo.En esta figura podemos
encontrar las diferentes combinaciones posibles, con las cuales tendremos que
completar la Tabla 19, escogiendo así la mejor relación existente entre la longitud de
los tubos y el diámetro de la coraza.
Figura 25. Diámetro interno de la coraza y longitud efectiva de los tubos, en función del área efectiva de transferencia de calor
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Tabla 19. Posibles combinaciones entre las relaciones de longitudefectiva de los tubos y diámetro interno de la coraza
Diámetro interno de la coraza
Longitud efectiva de los tubos L ta/Ds
(Ds) m (Lta) m
Fuente: Desarrollada en el transcurso de la tesis
- 60 -
2.3.5.3 Cálculos preliminares.El conjunto básico de datos de entrada, se requiere
para los cálculos en el lado de la coraza, pero también para el diseño del
intercambiador en general, es decir incluyendo el lado de los tubos.
Tabla 20. Datos de entrada requeridos
Ítem Símbolo Unidad Descripción
Datos geométricos de la coraza
Tubo y distribución de tubos
1 Ds mm Diámetro interno de la coraza
2 Dt mm Diámetro externo del tubo
3 Ltw mm Espesor de la pared del tubo
4 Dti mm Diámetro interno del tubo
5 λtw W/m °K Conductividad térmica de la pared del tubo
6 Ltp mm Paso en la disposición de tubos
7 θtp ° Ángulo característico en la disposición de tubos
Longitud de tubo
8 Lto mm Longitud total de tubo
9 Lti mm Longitud de tubo en el deflector
10 Lta mm Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor
Geometría del deflector
11 Bc % Corte del deflector como porcentaje de Ds
12 Lbc mm Espaciado central de deflectores
13a Lbi mm Espacio del deflector de entrada (opcional)
13b Lbo mm Espacio del deflector de salida (opcional)
Geometría del haz de tubos
14 Ntt - Número total de tubos
15 Ntp - Número de pasos en los tubos
16 Nss - Número de tiras de sellado (pares)
17 CB código Tipo de haz de tubos (FX, UT, SRFH, PTFH)
18 Ltb mm Espacio (diametral) tubo OD - agujero del deflector
19 Lsb mm Espacio (diametral) interior de la coraza – deflector
20 Lbb mm Espacio (diametral) interior de la coraza – haz de tubos
Temperaturas
21 Tsi °C Temperatura interna del fluido en la coraza
- 61 -
Tabla 20. (Continuación)
22 Tso °C Temperatura externa del fluido en la coraza
23 Tti °C Temperatura interna del fluido en los tubos
24 Tto °C Temperatura externa del fluido en los tubos
Información del proceso en la coraza
25 Ms Kg/s Velocidad másica del fluido en la coraza
A temperatura media del fluido en la coraza
26 ρs Kg/m3 Densidad
27 λs W/m °K Conductividad térmica
28 Cps J/Kg °K Calor específico
29 µs Pa.s Viscosidad dinámica
30 Rfs m2 °K/W Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de la coraza
Información del proceso en los tubos
31 Mt Kg/s Velocidad másica del fluido en los tubos
A temperatura media del fluido en los tubos
32 ρt Kg/m3 Densidad
33 λt W/m ºK Conductividad térmica
34 Cpt J/Kg ºK Calor específico
35 µt Pa.s Viscosidad dinámica
36 Rft m2 °K/W Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de los tubos
Información especial
37 αs W/m2 °K Coeficiente de transferencia de calor en la coraza
38 αt W/m2 °K Coeficiente de transferencia de calor en los tubos
39 ∆ps allow kPa Caída de presión máxima permisible en la coraza
40 ∆pt allow kPa Caída de presión máxima permisible en los tubos
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Ítem 1: Diámetro interno de la coraza (Ds). Se determina a partir de gráficos si se los
dispone, las Tablas 21 y 22 muestran dimensiones sugeridas. Nótese que Ds es
interpretado como una “dimensión básica”, para cálculos termo-hidráulicos es
aceptable como la única dimensión importante.
- 62 -
Tabla 21. Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para espejo fijo
Diámetro nominal de la coraza
mm
Diámetro externo de la coraza
mm
Espesor de la pared de la coraza Diámetro interno de la coraza
Mm (Ds) mm Acero al carbono
Acero inoxidable
Acero al carbono
Acero inoxidable Tubo
soldado Coraza rolada
Tubo soldado
Coraza rolada
150 168
4.5
4
159.0
160
200 219
5.9
4
207.2
211
250 273
6.3
4
260.4
265
300 324
7.1
4
309.8
316
350 355
8.0 6 4
339.0 343 347
400 406
8.8 6 4
388.4 394 398
500 508
6 4
496 500
600 600
6 5
588 590
700 700
8 5
684 690
800 800
8 5
784 790
900 900
10 6
880 888
1000 1000
10 6
980 988
1100 1100
12 7
1076 1086
1200 1200
12 7
1176 1186
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Tabla 22. Dimensiones de coraza y diámetro interno de coraza para cabezal y espejo flotante
Diámetro nominal de la coraza
mm
Diámetro externo de la coraza
mm
Espesor de la pared de la coraza Diámetro interno de la coraza
Mm (Ds) mm Acero al carbono
Acero inoxidable
Acero al carbono
Acero inoxidable Tubo
soldado Coraza rolada
Tubo
soldado Coraza rolada
150 168
4.0
3.2
160.0
162
200 219
4.5
3.2
210.0
213
250 273
5.0
3.2
263.0
267
300 324
5.6 6 3.2
312.8 312 318
400 406
6.3 6 4
393.4 394 398
500 508
6.3 6 4
495.4 496 500
600 600
6 5
588 590
700 700
8 6
684 688
800 800
8 6
784 788
900 900
8 6
884 888
1000 1000
8 6
984 988
1100 1100
10 8
1080 1084
1200 1200
10 8
1180 1184
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
- 63 -
Ítem 2: Diámetro externo del tubo (Dt). Estas dimensiones siguen generalmente
estándares aceptados, como se muestra en laTabla 15. Sin embargo, varios criterios
importantes deben ser observados en la selección del diámetro. Diámetros pequeños
de tubos son preferidos debido a una mejor eficiencia en la transferencia de calor, pero
consideraciones de limpieza limitan la selección a 20 mm como mínimo.
Además, la relación entre Ds y Dt debe mantenerse dentro de límites razonables,
evitando parámetros de correlación errónea. La razón aproximada entre Ds y Dt
generalmente debe ser 15.Una guía aproximada con combinaciones recomendadas
entrecoraza y tubo se muestra en la Figura 26, donde las áreas rayadas son preferidas
y las áreas punteadas son aceptables bajo condiciones específicas.
Figura 26. Combinaciones recomendadas entre los diámetro de coraza ytubos
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Ítem 3 :Espesor de la pared del tubo (Ltw). Dimensiones recomendadas son mostradas
en la Tabla15. El espesor de la pared del tubo es determinado de acuerdo a la presión,
temperatura, resistencia del material y posible tolerancia por corrosión.
Ítem 4 : Diámetro interno del tubo (Dti). Valores nominales son mostrados en laTabla
15.
( )twtti LDD 2−= (31)
- 64 -
Ítem 5 :Conductividad térmica de la pared del tubo (λtw). Es requerida para determinar
la resistencia térmica en la pared del tubo. Valores aproximados se dan en la Tabla
23para los materiales más comunes a temperaturas típicas.
Tabla 23. Conductividades térmicas λtw de algunos materiales típicos de tubos
Material Grado Industrial
Admiralty Cu - Ni Acero al
carbono
Acero de baja
aleación
Acero de alta
aleación Cu Al 90-10 70-30
Conductividad
térmica (λtw) W/m °K 310 180 120 65 40 38 30 18
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Ítem 6 :Paso en la disposición de tubos (Ltp). El paso en la disposición de tubos
determina el área de flujo. Caídas de presión en la coraza pueden ser ajustadas
efectivamente variando Ltp. La relación Ltp/Dtdebe estar aproximadamente entre
valores de 1.25 como mínimo y 1.5 como máximo. Dimensiones de pasos de tubos
para diámetros de tubo específicos son mostradas en laTabla 24.
Tabla 24. Dimensiones recomendadas de pasos en la disposición de tubos
Diámetro externo del tubo (Dt) Paso en la disposición de tubos (L tp) L tp/Dt
in mm In mm 0.250 6.350 0.313 7.938 1.250
0.375 9.525 1.500
0.375 9.525 0.500 12.700 1.333
0.531 13.494 1.417
0.500 12.700 0.625 15.875 1.250
0.656 16.669 1.313
0.688 17.463 1.375
0.625 15.875 0.781 19.844 1.250
0.813 20.638 1.300
0.875 22.225 1.400
0.750 19.050 0.938 23.813 1.250
1.000 25.400 1.333
1.063 26.988 1.417
1.125 28.575 1.500
1.000 25.400 1.250 31.750 1.250
1.313 33.338 1.313
1.375 34.925 1.375
1.250 31.750 1.563 39.688 1.250
1.500 38.100 1.875 47.625 1.250
2.000 50.800 2.500 63.500 1.250
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Ítem 7 :Ángulo característico en la
definida por el ángulo característico y la definición correspondiente del paso de tubos,
como se muestra en la Tabla
Tabla 25. Parámetros geométricos básicos
Flujo cruzado
Fuente: Heat exchanger design handbook.
La selección de θtp está dada por los siguientes principios:
La disposición escalonada a
permite la transferencia de calor más grande dentro de la coraza. También tiene una
alta eficiencia en la transferencia de calor. Sin
presión más alta para este arreglo de tubos. Esta disposición debe ser considerada
como la selección principal, a menos que otras consideraciones se vuelven
predominantes.
- 65 -
:Ángulo característico en la disposición de tubos (θtp). La disposición de tubos es
definida por el ángulo característico y la definición correspondiente del paso de tubos,
como se muestra en la Tabla 25 con valores de θtp de 30º, 45º y 90º.
. Parámetros geométricos básicos en la disposición de tubos
Flujo cruzado → Ángulo
característico θtp
L tp,eff
30° 0.5 L tp 0.866 L
45° 0.707 L tp 0.707 L
90° L tp
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
está dada por los siguientes principios:
escalonada a30ºtiene la mayor densidad de tubo
permite la transferencia de calor más grande dentro de la coraza. También tiene una
iencia en la transferencia de calor. Sin embargo, se produce la caída de
presión más alta para este arreglo de tubos. Esta disposición debe ser considerada
como la selección principal, a menos que otras consideraciones se vuelven
La disposición de tubos es
definida por el ángulo característico y la definición correspondiente del paso de tubos,
de 30º, 45º y 90º.
en la disposición de tubos
Lpp
0.866 Ltp
0.707 Ltp
Ltp
tiene la mayor densidad de tubos y por lo tanto,
permite la transferencia de calor más grande dentro de la coraza. También tiene una
embargo, se produce la caída de
presión más alta para este arreglo de tubos. Esta disposición debe ser considerada
como la selección principal, a menos que otras consideraciones se vuelven
- 66 -
La disposición escalonada a45º tiene también una alta eficacia en la transferencia de
calor, pero permite solamente alrededor del 85% de los tubos dentro de una coraza
dada, en comparación con una disposición de 30°. Pa ra este tipo de arreglo, la caída
de presión es menor que para un diseño de 30°. Tien e la ventaja de que la limpieza en
la coraza desde el exterior por medios mecánicos (chorros de agua o vapor) es
posible, si existe un espacio suficiente entre los tubos(aproximadamente 7 mm).
La disposición en líneaa 90ºse debe evitar cuando existe flujo laminar en la coraza,
pero tiene una alta efectividad en la transferencia de calor en flujo turbulento;
especialmente si se desea baja caída de presión, debe considerarse como una
alternativa a las disposiciones de30° o 45°.
La disposición escalonada a60º no está considerada aquí, ya que en aplicaciones en
las que no hay cambio de fase en el flujo, se produce baja eficiencia en la
transferencia de calor y caída de presión, por lo que generalmente no es
recomendada.
Ítem 8-10 :Longitud total de tubo (Lto), longitud de tubo en el deflector (Lti) y longitud
efectiva de tubo para el área de transferencia de calor (Lta). Las definiciones de
longitud de tubo son mostradas en la Figura 27.
Figura 27. Definiciones de longitud de tubo
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
L ti es la longitud que resulta de la suma de todos los espacios de los deflectores. Para
todos los haz excepto los tubos en U, esta es la longitud entre el interior del espejo,
- 67 -
para tubos en U es la distancia entre el interior del espejo y el último deflector. Para
determinar Lti debemos conocer el espesor del espejo, que se estima por diseño
preliminar
sts DL 1.0= (32)
Lti se calcula para todo tipo de haz de tubos excepto en U por
tstoti LLL 2−= (33a)
para haz de tubos en U
tstoti LLL −= (33b)
L taes la longitud efectiva de tubo para cálculos del área de transferencia de calor. Esta
longitud se determina para todo tipo de haz excepto tubos en U por
tita LL = (34a)
para haz de tubos en U se estima una longitud de tubo adicional
otltita DLL 3.0+= (34b)
L to es la longitud nominal de tubo para todo tipo de haz, excepto para los tubos en U.
Para haz de tubos en U, la longitud de tubo varía entre las filas exteriores e interiores y
debe ser calculado por el fabricante.
Para hallar L to podemos despejar de la Ec. 33a, y reemplazar la Ec. 32 en la misma,
de donde obtendremos
( )stito LL 0.1D 2+= (35)
Estos valores deben ser multiplicados por el número de pasos en los tubos Ntppara
determinar la longitud efectiva de flujo en los tubos.
- 68 -
Ítem 11 :Corte del deflector como porcentaje de Ds (Bc). Asumiendo que el deflector
parcial está centrado con el diámetro interno de la coraza Ds, la altura de corte del
deflector Lbch está relacionada a Bc, como se muestra en la Figura28.
Figura 28. Altura de corte del deflector parcial Lbch relacionada al corte de deflector Bc
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Para fines de diseño o como un chequeo en valores específicos, la Figura 29muestra
las prácticas recomendadas, en la forma de Bc versus la relación Lbc/Ds. La recta SBC
muestra valores del corte del deflector parcialpara fluidos sin cambio de fase, mientras
que la región CV es aplicable para condensación de vapores.
Figura 29. Valores recomendados de corte de deflector parcial Bc
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
15 20 +=s
bcc D
LB (36)
- 69 -
Ítem 12 :Espaciado central de deflectores(Lbc).Este ítem de entrada se denomina
espaciado "central" de deflectores para designar un espaciado uniforme de los
deflectores sobre la longitud del haz de tubos. Las desviaciones de este patrón
regular, a veces son necesarios para las regiones de entrada y salida.
El espaciado central de deflectores está sujeto a dos limitaciones, basado en prácticas
establecidas para buena distribución de flujo y adecuado soporte de los tubos.
El espaciado central de deflectores mínimo aceptable, es requerido por razones de
buena distribución de flujo,de manera que se obtenga un patrón de flujo constante
como resultado. Reglas firmemente establecidas indican que elespaciado central de
deflectores mínimo debe ser igual al 20% del diámetro de la coraza, pero no menor
que aproximadamente 50 mm.
sbc DL 2.0min, = (37)
El espaciado central de deflectores máximo permisible, está restringido por varios
requerimientos. Una buena distribución de flujo y un correcto dimensionamiento de la
ventana de deflector, no permite que el espaciado de deflectores exceda el diámetro
de la coraza, por lo tanto
sbc DL =max, (38)
Suficiente soporte para los tubos para prevenir hundimiento y posibles vibraciones en
los tubos, TEMA recomienda valores de Lb,máx, en función del diámetro del tubo y de
dos grupos de materiales: A, acero y aleaciones de acero; y B, aleaciones de cobre y
aluminio. TEMA tipo R (más restrictiva) específica diámetros de tubo entre ¾ in (∼19
mm) y 2 in (∼51 mm). TEMA tipo C (menos restrictiva) usa los mismos valores que
TEMA R, sino que se extiende el diámetro del tubo a ¼ in (∼6mm). Estos valores se
muestran en la Figura 30y están representados por las siguientes ecuaciones:
Materiales del grupo A:
Para Dt = 19-51 mm:
532 50max, += tb DL (39a)
Para Dt = 6-19 mm:
- 70 -
228 68max, += tb DL (39b)
Materiales del grupo B:
Para Dt = 19-51 mm:
436 46max, += tb DL (39c)
Para Dt = 6-19 mm:
177 60max, += tb DL (39d)
Figura 30. Tramo máximo de tubo sin apoyo Lb,max
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Para determinar el valor de Lbcmás adecuado se recomienda utilizar el 25% de Lb,max,
claro que este puede ir variando de acuerdo al diseñador y las necesidades del
proceso, siempre y cuando este dentro de los rangos antes mencionados.
Nota: Para los diseños de intercambiadores de calor con cambio de fase no existe la
necesidad de los deflectores, para facilidad de cálculos se va tomar el valor de Lbc
igual a la longitud efectiva de transferencia de calor.
- 71 -
Ítem 13a, 13b :Espacio del deflector de entrada (Lbi) y espacio del deflector de salida
(Lbo). Si el espaciamiento uniforme de deflector se mantiene durante todo el
intercambiador, ignore este ítem. Sin embargoen algunos casos bocas grandes de
entrada y salida deben ser utilizadas, lo que hace necesario ampliar el espacio del
deflector adyacente a lasbocas.
Lbi y Lbo son ilustrados esquemáticamente en la Figura 31. A es el tramo máximo de
tubo sin apoyo en la región Lbc, y B1/B2 en la región de entrada/salida. Estos valores no
deben exceder las limitaciones de Lb,máx.
Figura 31. Dibujo esquemático de la distribución de deflectores
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Para hallar el valor adecuado de Lbi y Lbo,recomendamos que se use un 25% más que
el valor de Lbc
Ítem 14 :Número total de tubos en la coraza, o número de agujeros en el espejo para
haz de tubos(Ntt). Está en función de:
1. Diámetro de la coraza Ds (Ítem 1).
2. Tipo de haz de tubos CB (Ítem 17), que a su vez afecta el valor del espacio
interior de la coraza – haz de tubos Lbb (Ítem20) y determina el valor de Dctl.
3. Diámetro externo del tubo Dt (Ítem 2), paso en la disposición de tubos Ltp(Ítem
6) yángulo característico en la disposición de tubos θtp(Ítem 7).
4. Número de pasos de tubos Ntp (Ítem 15).
5. Omisión de tubos por placas de choque o diseños de la ventana.
- 72 -
Para un paso en los tubos Ntp = 1, teniendo expresado en la forma de un factor de
corrección (Ntt)1
( ) ( )ctttt NN Ψ−= 1 1 (40a)
( ) ( )21
2
1
78.0
tp
ctltt
LC
DN = (41)
πθθ
2
360ctlctl
c
sen−=Ψ (42)
100 *
*
s
bchc D
LB = (43)
Donde
Ψc = Factor de corrección del Ntt
Ds = Diámetro interno de la coraza(Ítem 1)
Ltp= Paso en la disposición de tubos(Ítem 6)
Bc = Corte del deflector como porcentaje de Ds (Ítem 11)
Lbch = Altura de corte del deflector
Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos (Ec. 46)
θctl = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro
exterior de la última fila de tubos (Ec. 54)
C1= Contante de distribución de tubos y está basada en θtp
0.866 para 30°
1.000 para 45° y 90°
Para pasos múltiples en los tubos Ntp> 1, el factor de corrección Ψn es mostrado en la
Figura 32.
( ) ( )ntttt NN Ψ−= 11 (40b)
- 73 -
Figura 32. Factor de corrección Ψn para pasos múltiples
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Ítem 15 :Número de pasos en los tubos (Ntp).El valor máximo de Ntp para un diámetro
de coraza Ds dado, se muestra en la Tabla 26.
Tabla 26. Número de pasos en los tubos
Diámetro interno de la coraza Número de pasos en los tubos
(Ds) mm (Ntp,max)
200 2
400 – 800 4 - 6
800 – 1300 6 - 8
>1300 8 - 10
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
- 74 -
Ítem 16 :Número de pares de tiras de sellado (Nss). En la Figura 33se esquematiza el
patrón típico de flujo.
Como una regla general, las tiras de sellado deben ser consideradas si el espacio
Lbbexcede aproximadamente un valor de 30 mm. Esto significa que el diseño de espejo
fijo y tubos en U no requiere tiras de sellado, pero el diseño del anillo dividido y
cabezal flotante sin contra brida si lo requieren. Hewitt recomienda que sea solo un par
de tiras de sellado.
Figura 33. Patrón típico de flujo en corriente de bypass con tiras de sellado
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Ítem 17: Tipo de haz de tubos (CB).Se incluye una pequeña descripción a
continuación.
Placa tubular fija, código FX
Haz de tubos en U, código UT
Anillo partido - cabezal flotante, código SRFH
Cabezal flotante con empaque, código PFH
Cabezal flotante sin contrabrida, código PTFH
UT: Es la construcción menos cara, como necesita solo un espejo y tiene los mejores
requerimientos para la expansión de tubos, su limpieza en la parte curva es difícil. El
haz de tubos es removible y la limpieza de la coraza es posible.
- 75 -
FX: Esta construcción es más cara que la UT, pero está limitada por los
requerimientos de expansión de tubos, se necesita dos espejos. Solo limpieza química
es posible en la coraza, el reemplazo de tubos es fácil.
SRFH: Es usado para aplicaciones donde las construcciones en tubos en U no son
deseables y la expansión térmica excluye un espejo fijo. La limpieza en la coraza por
métodos mecánicos estádecididaa intervalos poco frecuentes. El reemplazo de los
tubos es fácil.
PFH: Es similar al SRFH excepto que el empaque de espejo puede causar problemas.
PTFH: Es usado cuando es necesaria una limpieza frecuente en la coraza. Este es el
tipo más fácil para pulling de limpieza del haz de tubos.
Ítem 18: Espacio diametralentre OD del tubo y agujero del deflector (Ltb). Esta
dimensión está en función de Dt y Lb,máx, como se muestra en la Figura 34.
Figura 34. Espacio diametral tubo - agujero del deflectorLtb
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
DIN muestra recomendaciones diferentes
Dt,máx +0.7 -Dt
< 1000 mm -0 Ltb (mm) = for Lb,máx
Dt,máx +0.4 -Dt
> 1000 mm -0
- 76 -
Donde Dt,máx es el diámetro máximo del tubo (incluida la tolerancia), y Dt es el diámetro
externo nominal del tubo.
Ítem19: Espacio diametral interior de la coraza – deflector (Lsb). Está en función de Ds,
como se muestra en la Figura 35.
Figura 35. Espacio diametral coraza - deflector Lsb
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Para la exactitud y facilidad de cálculo TEMA ha linealizado la gráfica anterior, y
además ha adicionado un espacio de 1.5 mm resultado del área de fugas para un
factor de seguridad mejor.
ssb DL 004.01.3 += (44)
Ítem 20: Espacio diametral interior de la coraza – haz de tubos (Lbb). El valor de Lbb
depende principalmente del tipo de haz de tubos usado. Espejo fijo o tubos en U
requieren distancias mínimas. Diseño de anillo dividido y cabezal flotante requiere
- 77 -
espacios mucho más largos, para acomodar el cabezal posterior. Diseño de cabezal
flotante sin contrabrida debe acomodar los pernos para el cabezal posterior y requiere
espacios todavía más grandes. La Figura 36 muestra un estimado del valor de Lbb.
Figura 36.Espacio diametral interior de la coraza - haz de tubos Lbb
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Ítem 21-24: Temperatura interna del fluido en la coraza (Tsi), temperatura externa del
fluido en la coraza (Tso), temperatura interna del fluido en los tubos (Tti), temperatura
externa del fluido en los tubos (Tto). Se asume que todas las temperaturas son
proporcionadas por el cliente y se indican en la Tabla 1.
Ítem 25-28: Velocidad másica del fluido en la coraza (Ms), densidad (ρs), conductividad
térmica(λs), calor específico(Cps). Todas estas variables corresponden al fluido que
circula por la coraza y se explican por si solas.
- 78 -
Ítem 29: Viscosidad dinámica del fluido en la coraza (µs). Su valor depende de la
temperatura promedio del fluido que circula por la coraza, tanto para líquidos como
para gases.
Ítem 30: Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de la coraza (Rfs).Este
valor es obtenido de las Tablas 14a, 14b y 14c, el cual depende del tipo de fluido y las
condiciones corrosivas del mismo.
Ítem 31-34: Velocidad másica del fluido en los tubos(Mt), densidad (ρt), conductividad
térmica (λt), calor específico (Cpt). Todas estas variables corresponden al fluido que
circula por los tubos y se explican por sí solas.
Ítem 35: Viscosidad dinámica del fluido en la coraza (µt). Su valor depende de la
temperatura promedio del fluido que circula por los tubos, tanto para líquidos como
para gases.
Ítem 36: Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de los tubos (Rft). Este
valor es obtenido de las Tablas 14a, 14b y 14c, el cual depende del tipo de fluido y las
condiciones corrosivas del mismo.
Ítem 37-38: Coeficiente de trasferencia de calor en el lado de la coraza (αs)
ycoeficiente de trasferencia de calor en lado de los tubos (αt). Estos valoresson
obtenidos de las Tablas 14a, 14b y 14c, los cuales dependen del tipo de fluido y las
condiciones corrosivas del mismo. Asumir mediante criterios ingenieriles.
Ítem 39-40: Caída de presión máxima permisible en la coraza (∆ps allow), Caída de
presión máxima permisible en los tubos (∆pt allow). Estos valores son esenciales para el
diseño, los cuales están limitados por el cliente y se indican en la Tabla 1. Cuando
estos valores son pequeños incrementa el costo y la eficiencia del intercambiador de
calor.
- 79 -
2.3.5.4 Cálculos auxiliares. Estos son cálculos requeridos para poder determinar los
factores de corrección, áreas de flujo, superficies, etc; según sea necesario para la
determinación del coeficiente de transferencia de calor de la coraza y caída de
presión.
Área de flujoen la línea central entre el espacio d e un deflector (S m): Es el área
mínima de flujo en dirección del fluido que circula por la coraza (perpendicular al corte
del deflector).
( )
−+= ttp
efftp
ctlbbbcm DL
L
DLLS
,
(45)
totlctl DDD −= (46)
bbsotl LDD −= (47)
Donde
Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos
Dotl = Diámetro primitivo de la última fila de tubos
Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)
Lbc = Espaciado central de deflectores(Ítem12)
Lbb = Espacio interior de la coraza – haz de tubos(Ítem 20)
Ltp,eff = Paso efectivo en la disposición de tubos (Tabla 25)
Temperaturas promedio (T s,av y T t,av): Las propiedades físicas están evaluadas en
las temperaturas medias aritméticas para los fluidos en la coraza y los tubos.
( )sosi TT += T 21
avs, (48)
( )toti TT += T 21
avt, (49)
- 80 -
Donde
Ts,av = Temperatura promedio del fluido en la coraza
Tt,av = Temperatura promedio del fluido en los tubos
Tsi = Temperatura interna del fluido en la coraza (Ítem 21)
Tso = Temperatura externa del fluido en la coraza (Ítem 22)
Tti = Temperatura interna del fluido en los tubos (Ítem 23)
Tto= Temperatura externa del fluido en los tubos(Ítem 24)
Números de Reynolds en el lado de la coraza y de lo s tubos (Re s y Re t): Los
números de Reynolds en el lado de la coraza y de los tubos están expresados por
s
st mD
µ
Res = (50)
t
tittt
D
µνρ
Re = (51)
( )6s 10 m
m
s
S
M= (52)
tptt
tt NN
Mm
/= (53)
( )62
10 25.0
−=ss
ss
D
M
ρπν (54a)
( )62
10 25.0
−=tit
tt
D
m
ρπν (54b)
Donde
Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza
Ret = Número de Reynolds del fluido que circula por los tubos
ms = Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área
mt = Velocidad másica del fluido que circula por cada tubo
vs = Velocidad del fluido que circula por la coraza
- 81 -
vt = Velocidad del fluido que circula por los tubo
Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Dti = Diámetro interno del tubo (Ítem 4)
Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)
Ntp = Número de pasos en los tubos (Ítem 15)
Ms = Velocidad másica del fluido en la coraza (Ítem 25)
Ρs = Densidad a temperatura media del fluido en la coraza(Ítem 26)
µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)
Mt = Velocidad másica del fluido en los tubos (ítem 31)
ρt = Densidad a temperatura media del fluido en los tubos(Ítem 32)
µt = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 35)
Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)
Números de Prandtl en el lado de la coraza y de los tubos (Pr s y Pr t): Los
númerosde Prandtl en el lado de la coraza y de los tubos están expresados por
( )3s 10
Pr −=
s
ssCp
λµ
(55)
( )310
Pr −=t
ttt
Cp
λµ
(56)
Donde
Prs = Número de Prandtl del fluido que circula por la coraza
Prt = Número de Prandtl del fluido que circula porlos tubos
λs= Conductividad térmica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 27)
Cps = Calor específico a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 28)
µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)
λt = Conductividad térmica a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 33)
Cpt = Calor específico a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 34)
µt = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en los tubos (Ítem 35)
Cálculos de la ventana de deflector parcial: En la Figura 37 se ilustra la geometría
básica de un deflector segmentado en relación a los tubos.
- 82 -
Figura 37.Relaciones geométricas del deflector
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
−= −
100 21 cos2 1 c
ds
Bθ (57)
−= −
100 21 cos2 1 c
ctl
sctl
B
D
Dθ (58)
Donde
θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de
coraza interna
θctl = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro
exterior de la última fila de tubos
Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)
Bc = Corte del deflector como porcentaje de Ds(Ítem 11)
Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos (Ec. 46)
Área neta de flujo a través de una ventana del defl ector (S w):Esta área se
determina por
wtwgw SSS −= (59)
- 83 -
( )
−=πθθπ
2
360
42 dsds
swg
senDS (60)
= 2 4
twttwt DFNSπ
(61)
πθθ
2
360ctlctl
w
senF −= (62)
( )wc FF 21−= (63)
Donde
Swg = Área bruta de ventana de flujo
Swt = Área de la ventana del deflector parcial ocupada por los tubos
Fw = Fracción de tubos en una ventana
Fc = Fracción de tubos en flujo cruzado entre los extremos de un deflector
Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)
θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de
coraza interna (Ec. 57)
θctl = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con el diámetro
exterior de la última fila de tubos (Ec. 58)
Número efectivo de filas de tubos en flujo cruzado( Ntcc y Ntcw ): La determinación
del número efectivo de filas de tubos en flujo cruzado es un parámetro esencial para el
cálculo del coeficiente de transferencia de calor, caída de presión y los factores de
corrección correspondientes.
−=100
21 c
pp
stcc
B
L
DN (64)
−−
=2100
8.0 ctlsc
spp
tcw
DDBD
LN (65)
- 84 -
Donde
Ntcc = Número efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo
Ntcw = Número efectivo de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector
Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)
Bc = Corte del deflector como porcentaje de Ds(Ítem 11)
Dctl = Diámetro exterior de la última fila de tubos (Ec. 46)
Lpp = Distancia efectivaentre filasde tubos en la dirección de flujo (Tabla 25)
Número de deflectores (N b):El número de deflectores es requerido para calcular el
número total de pasos.
1−=bc
tib L
LN (66)
Donde
Lti = Longitud de tubo en el deflector (Ítem 9)
Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)
Parámetros del área de bypass de la coraza(S b y Fsbp ): Estos parámetros se
determinan por
( )[ ]plotlsbcb LDDLS +−= (67)
m
bsbp S
SF = (68)
Donde
Sb = Área de bypass dentro de un deflector
Fsbp = Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado
Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)
Lbc= Espaciado central de deflectores (Ítem 12)
Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)
Dotl = Diámetro primitivo de la última fila de tubos (Ec. 47)
Lpl = Expresa el efecto bypass de partición entre las paredes del tubo
- 85 -
0 para cálculos estándar
0.5 Dtpara propósitos de cálculos estimados
Áreasde fuga(S sb y S tb): Las áreas de fuga coraza-deflector y tubo-deflector se
determinan por
−
=360
360
2 dssb
ssb
LDS
θπ (69)
( )[ ] ( ) ( )wttttbttb FNDLDS −
−+= 1
422π
(70)
Donde
Ssb = Área de fuga coraza - deflector
Stb = Área de fuga tubo - deflector
Ds = Diámetro interno de la coraza (Ítem 1)
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)
Ltb = Espacio diametral tubo OD - agujero del deflector (Ítem 18)
Lsb = Espacio diametral interior de la coraza - deflector(Ítem19)
θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de
coraza interna (Ec. 57)
Fw = Fracción de tubos en una ventana (Ec. 62)
Factores de corrección para el coeficiente de trans ferencia de calor: Los factores
de corrección para el coeficiente de transferencia de calor del fluidoque circula por la
coraza se determinan por
cc FJ 72.055.0 += (71)
( ) ( )[ ] ( )lmssl rrrJ 2.2 exp 1 44.011 44.0 −−−+−= (72)
( )[ ]3 21 exp sssbpbhb rFCJ −−= (73)
- 86 -
( ) ( )[ ]1 80
Re20 −
−+= rrs
rrr JJJ (74a)
( ) ( )( ) ( )( )
( ) ( ) ( )**
1*1*
1
1
oib
n
o
n
ibs LLN
LLNJ
++−++−=
−−
(75)
tbsb
sbs SS
Sr
+= (76)
m
tbsblm S
SSr
+= (77)
tcc
ssss N
Nr = (78)
bc
bii L
LL =* (79)
bc
boo L
LL =* (80)
Para Res≤ 100 (flujo laminar) se puede expresar como
( ) ( ) 18.0
51.1
crr
NJ = (81)
( ) ( )1 ++= btcwtccc NNNN (82)
Para Res> 100 (flujo en transición y turbulento) se puede expresar como
Jr = 1 (74b)
Donde
Jc = Factor de corrección(transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial
- 87 -
Jl = Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector
Jb = Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por
efecto del bypass
Jr = Factor de corrección (transferencia de calor) para gradiente de temperatura
adverso en flujo laminar
Js = Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales de los
deflectores en la entrada y/o salida
1 para Lbi = Lbo = Lbc
rs = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga
rlm = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga y el área de flujo
rss = Parámetro de correlación entre el número de tiras de sellado y el número
efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo
Li* = Relación entre el espacio de entrada y el espaciado central de deflectores
Lo* = Relación entre el espacio de salida y el espaciado central de deflectores
(Jr)r = Primera aproximación del factor de corrección en flujo laminar
Nc = Número total de filas de tubos en todo el intercambiador
Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)
Lbi = Espacio del deflector de entrada (Ítem 13a)
Lbo = Espacio del deflector de salida (Ítem 13b)
Nss = Número de tiras de sellado (Ítem 16)
Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)
Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza (Ec. 50)
Fc = Fracción de tubos en flujo cruzado entre los extremos de un deflector (Ec. 63)
Ntcc = Número de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 64)
Ntcw = Número de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector (Ec. 65)
Nb = Número de deflectores (Ec. 66)
Fsbp = Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado (Ec. 68)
Ssb = Área de fuga coraza – deflector (Ec. 69)
Stb = Área de fuga tubo – deflector (Ec. 70)
Cbh = Constante del tipo de flujo(transferencia de calor)
1.35 para flujo laminar, Res ≤ 100
1.25 para flujo en transición y turbulento, Res> 100
n = Pendiente de la curva del factor de fricción
1.0 para flujo laminar, Res ≤ 100
0.2 para flujo en transición y turbulento, Res> 100
Factores de corrección para la caída de presión: Los factores de corrección para la
caída de presión del fluido que circula por la coraza se determinan por
- 88 -
( ) ( ) ( )[ ][ ]8.0 1 15.0 1 33.1 exp ++−+−= srlmsl rrR (83)
( )[ ]3 21 exp sssbpbpb rFCR −−= (84)
( ) ( )n
bi
bc
n
bo
bcs L
L
L
LR
−−
+
=
22
(85)
Donde
Rl = Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector
Rb = Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del
bypass
Rs = Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales de los
deflectores en la entrada y/o salida
2 para Lbi = Lbo = Lbc
Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)
Lbi = Espacio del deflector de entrada (Ítem 13a)
Lbo = Espacio del deflector de salida (Ítem 13b)
Fsbp = Fracción del área de bypass para el área total de flujo cruzado (Ec. 68)
rs = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga (Ec. 76)
rlm = Parámetro de correlación entre las áreas de fuga y el área de flujo (Ec. 77)
rss = Parámetro de correlación entre el número de tiras de sellado y el número
efectivo de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 78)
Cbp = Constante del tipo de flujo (caída de presión)
4.5 para flujo laminar, Res ≤ 100
3.7 para flujo en transición y turbulento, Res> 100
n = Pendiente de la curva del factor de fricción
1.0 para flujo laminar, Res ≤ 100
0.2 para flujo en transición y turbulento, Res> 100
Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal ( ααααi):El
coeficiente de transferencia de calor basado en un banco de tubos ideal está definida
por
- 89 -
( ) ( )rssssii mCpj Φ= − Pr 32α (86)
( ) ( ) 2Re33.1
1a
s
a
t
tpi
DL
aj
= (87)
( )14.0
,
=Φ
ws
srs µ
µ (88)
( )bwTa ws, =µ (89)
( )
+−
+=st
avtavsavtw
TTTT
αα1,,
, (90)
( ) 4Re14.013
as
aa
+= (91)
( ) 4Re 14.013
bs
bb
+= (92)
Donde
ji = Factor de corrección (transferencia de calor) para un banco de tubos ideal
(Φs)r = Parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas
µs,w = Viscosidad dinámica a temperatura de la pared del tubo
Tw = Temperatura de la pared del tubo
a, b = Coeficientes de correlación para ji y fi
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)
Cps= Calor específicoa temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 28)
µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)
αs = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza (ítem 37)
αt = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos (ítem 38)
Ts,av = Temperatura promedio del fluido en la coraza (Ec. 48)
Tt,av = Temperatura promedio del fluido en los tubos (Ec. 49)
- 90 -
Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza(Ec.50)
ms = Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área (Ec. 52)
Prs = Número de Prandtl del fluido que circula por la coraza (Ec. 55)
Los valores a1, a2, a3, a4, b1, b2, b3 y b4 se obtiene de la Tabla 27.
Tabla 27. Coeficientes de correlación para ji y fi
Ángulo característico
(θtp)
Número de Reynolds
(Re) a1 a2 a3 a4 b1 b2 b3 b4
30° 10 5 - 104 0.321 -0.388 1.450 0.519 0.372 -0.123 7.000 0.500
104 - 103 0.321 -0.388 0.486 -0.152
103 - 102 0.593 -0.477 4.570 -0.476
102 - 10 1.360 -0.657 45.100 -0.973
< 10 1.400 -0.667 48.000 -1.000
45° 10 5 - 104 0.370 -0.396 1.930 0.500 0.303 -0.126 6.590 0.520
104 - 103 0.370 -0.396 0.333 -0.136
103 - 102 0.730 -0.500 3.500 -0.476
102 - 10 0.498 -0.656 26.200 -0.913
< 10 1.550 -0.667 32.000 -1.000
90° 10 5 - 104 0.370 -0.395 1.187 0.370 0.391 -0.148 6.300 0.378
104 - 103 0.107 -0.266 0.082 0.022
103 - 102 0.408 -0.460 6.090 -0.602
102 - 10 0.900 -0.631 32.100 0.963
< 10 0.970 -0.667 35.000 -1.000
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
Caída de presión para un banco de tubos ideal ( ∆∆∆∆pbi):La caída de presión basada
en un banco de tubos ideal está definida por
( ) ( ) rs
s
stccibi
mNfp −− Φ=∆ 10 2
23
ρ (93)
( ) ( ) 2Re33.1
1b
s
b
ttpi DL
bf
= (94)
Donde
fi= Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal
- 91 -
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)
ρs = Densidad a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 26)
Res = Número de Reynolds del fluido que circula por la coraza(Ec.50)
ms = Velocidad másica del fluido en la coraza por unidad de área (Ec. 52)
Ntcc = Número de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 64)
(Φs)-r= Inverso del parámetro de correlación entre las viscosidades dinámicas (Ec. 88)
b = Coeficiente de correlación para ji y fi (Ec. 92)
Los valores b1, b2, b3 y b4 se obtiene de la Tabla 27.
Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido( ααααsc):
Basado en los cálculos de los coeficientes para un banco de tubos ideal, se determina
el coeficiente actual en la coraza.
( )srblcisc JJJJJ αα = (95)
Donde
Jc = Factor de corrección (transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial
(Ec. 71)
Jl = Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector
(Ec. 72)
Jb = Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto
del bypass (Ec. 73)
Jr = Factor de corrección (transferencia de calor) para gradiente de temperatura
adverso en flujo laminar (Ec. 74)
Js = Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales de los
deflectores en la entrada y/o salida (Ec. 75)
αi = Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal (Ec. 86)
Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos
corregido( ααααtc):Basado en los cálculos de los coeficientes para un banco de tubos
ideal, se determina el coeficiente actual en los tubos.[14]
- 92 -
( )ti
tttc D
Nu λα = (96)
( )( ) ( )( )1Pr 7.1207.1
Pr Re 3 2
8
8
−+=
tf
ttf
tt
t
Nu (97)
25.0Re
316.0
t
tf = (98)
Donde
Nut = Número de Nusselt del fluido en los tubos
ft = Factor de rozamiento entre el fluido y la pared del tubo
Dti = Diámetro interno del tubo(Ítem 4)
λt = Conductividad térmica a temperatura media del fluido en los tubos(Ítem 33)
Ret = Número de Reynolds del fluido que circula por los tubos (Ec. 51)
Prt = Número de Prandtl del fluido que circula por los tubos(Ec. 56)
2.3.5.5 Evaluación del diseño térmico. Un diseño perfecto se identifica cuando el
calor requerido qreq es igual al calor calculado qcal. Sin embargo en términos generales
existe diferencia entre estos dos valores, la misma que debe ser revisada evaluando el
diseño térmico.
La diferencia entre el valor requerido y valor calculado debe ser revisada por ajuste de
los factores involucrados, llamados: área de transferencia de calor y coeficiente global
de transferencia de calor.
a. Área de transferencia de calor calculada( Ao cal )
tttatcalo NLDA π= (99)
Donde
Dt = Diámetro externo del tubo(Ítem 2)
Lta = Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor(Ítem 10)
Ntt = Número total de tubos(Ítem 14)
- 93 -
b. Coeficiente global de transferencia de calor cal culado( Uo cal )
++
++
=
i
calo
tct
m
calo
tw
tws
sc
calo
A
ARf
A
ALRf
U
1
1
1
αλα
(100)
ttN tatii LDA π= (101)
Donde
Ai = Área interna del tubo
Ltw = Espesor de la pared del tubo(Ítem 3)
Dti = Diámetro interno del tubo (Ítem 4)
λtw = Conductividad térmica de la pared del tubo (Ítem 5)
Lta = Longitud efectiva de tubo para el área de transferencia de calor (Ítem 10)
Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)
Rfs = Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de la coraza(ítem 30)
Rft = Resistencia por ensuciamiento del fluido en el lado de los tubos(ítem 36)
Am = Área media efectiva(Ec. 28)
αsc = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido (Ec. 95)
αtc = Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido (Ec. 96)
Ao cal = Área de transferencia de calor calculada (Ec. 99)
c. Flujo de calor calculado( qcal)
CMTDAUq ocalocal cal = (102)
Donde
CMTD = Diferencia de temperatura media logarítmica corregida(Ec. 26)
Ao cal = Área de transferencia de calor calculada (Ec. 99)
Uo cal = Coeficiente global de transferencia de calor calculado (Ec. 100)
d. Relación entre los flujos de calor requerido y c alculado
- 94 -
1≤cal
req
q
q (103)
Esta relación nos indica el correcto dimensionamiento de nuestro diseño térmico, el
diseño ideal debe ser igual a uno, sin embargo en la realidad este valor es menor a
uno, evitando que éste sea demasiado bajo ya que estaríamos hablado de un
sobredimensionamiento del equipo.
e. Determinación del área de transferencia de calor requerida( Ao req )
calocal
req
reqo Aq
qA
= (104)
Donde
qreq = Estimación del flujo del calor requerido (Ec. 20a o Ec. 20b)
Aocal= Área de transferencia de calor calculada (Ec. 99)
qcal = Flujo del calor calculado (Ec. 102)
2.3.6 Diseño hidráulico. El diseño hidráulico establece la caída de presión que
sufren los fluidos, y asegura que se encuentre dentro de los rangos permisibles para el
correcto funcionamiento del equipo.
2.3.6.1 Caída de presión en la coraza. La caída de presión total del fluido en la
coraza ∆ps, esta expresado de la siguiente manera
ewcs pppp ∆+∆+∆=∆ (105)
Donde
∆pc = Caída de presión del flujo cruzado entre los deflectores
∆pw = Caída de presión en todas las ventanas de los deflectores
∆pe = Caída de presión del fluido en los compartimentos del primero y el último
- 95 -
Caída de presión del flujo cruzado entre los deflec tores( ∆∆∆∆pc): La sección de la
cubierta del intercambiador con los componentes de esta caída de presión se muestra
en la Figura 38.
Figura 38. Región de flujo que cruza entre deflectores
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
( ) ( ) ( )lbbbic RRNpp 1 −∆=∆ (106)
Donde
Nb = Número de deflectores (Ec. 66)
Rl = Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector
(Ec. 83)
Rb = Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del
bypass (Ec. 84)
∆pbi = Caída de presión para un banco de tubos ideal (Ec. 93)
Caída de presión en todas las ventanas de los defle ctores( ∆∆∆∆pw): La región de flujo
con los componentes de esta caída de presión se muestra en la Figura 39.
Figura 39. Región de flujo considerada para una ventana de flujo
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
- 96 -
Para flujo turbulento, Res≥ 100
( ) ( ) ls
wtcwbw R
mNNp 10
2 6.02 3
2
+=∆ −
ρ (107a)
( )610 wm
sw
SS
Mm = (108)
Para flujo laminar, Res< 100
( ) ( ) ls
w
w
bc
ttp
tcw
s
swbw R
m
D
L
DL
NmNp
210 2
26
23
2
+
+
−=∆ −
ρρµ
(107b)
360
4
dsstwt
ww DND
SD
θππ += (109)
wtttw FNN = (110)
Donde
mw = Velocidad másica del fluido en la coraza
Dw = Diámetro hidráulico equivalente de una ventana de deflector parcial
Ntw = Número de tubos en una ventana
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Ltp = Paso en la disposición de tubos (Ítem 6)
Lbc = Espaciado central de deflectores (Ítem 12)
Ntt = Número total de tubos (Ítem 14)
Ms = Velocidad másica del fluido en la coraza (Ítem 25)
ρs = Densidad a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 26)
µs = Viscosidad dinámica a temperatura media del fluido en la coraza (Ítem 29)
Sm = Área de flujo en la línea central entre el espacio de un deflector (Ec. 45)
θds = Ángulo central de la intersección entre el corte del deflector con la pared de
coraza interna (Ec. 57)
Sw = Área neta de flujo a través de una ventana del deflector (Ec. 59)
Fw = Fracción de tubos en una ventana (Ec. 62)
Ntcw = Número de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector (Ec. 65)
- 97 -
Nb = Número de deflectores (Ec. 66)
Rl = Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector (Ec.
83)
Caída de presión del fluido en los compartimentos d el primero y el último( ∆∆∆∆pe):
La región de flujo para las zonas finales depende del número de filas de tubos y de las
corrientes de fuga en la entrada y salida de las zonas finales.[15]
Figura 40. Región de flujo para los compartimentos del primero y el último
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
( ) sbtcc
tcwbie RR
N
Npp 1
+∆=∆ (111)
Donde
Ntcc = Número de filas de tubos cruzados en una sección de flujo (Ec. 64)
Ntcw= Número de filas de tubos cruzados en una ventana del deflector (Ec. 65)
Rb = Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del
bypass (Ec. 84)
Rs = Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales de los
deflectores en la entrada y/o salida (Ec. 85)
∆pbi = Caída de presión para un banco de tubos ideal (Ec. 93)
2.3.6.2 Caída de presión en los tubos. La caída de presión del fluido en los tubos∆pt,
se calcula para un solo tubo por cada paso ya que los mismos se encuentran en
paralelo.[7]
- 98 -
Figura 41. Región de flujo de los tubos por cada paso
Fuente: Heat exchanger design handbook. Hewitt G.F.
gNHp tptrpt ρ=∆ (112)
=
gD
LfH t
t
toirp 2
2ν
(113)
Donde
Hrp = Perdidas primarias por longitud de tubo
Dt = Diámetro externo del tubo (Ítem 2)
Lto = Longitud total de tubo (Ítem 8)
Ntp = Número de pasos en los tubos (Ítem 15)
ρt = Densidad a temperatura media del fluido en los tubos(Ítem 32)
vt = Velocidad del fluido que circula por los tubo (Ec. 54)
fi= Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal (Ec. 94)
g = Gravedad (9.81 m/s2)
2.3.6.3 Evaluación del diseño hidráulico. Para la evaluación del diseño hidráulico el
cliente debe haber proporcionado las caídas de presión admisibles tanto para la
coraza como para los tubos, los valores calculados para la caída de presión no deben
sobre pasar por ningún motivo los valores admisibles.
sallows pp ∆≥∆ (114)
tallowt pp ∆≥∆ (115)
- 99 -
CAPÍTULO III
3. DISEÑO TÉRMICO E HIDRÁULICO
3.1 Planteamiento del problema
La Industria Acero de los Andes ha decidido abrirse campo en el desarrollo de
intercambiadores de calor, para lo cual es de suma importancia tener una memoria
técnica como respaldo.Para la comparación del programa HTRI se ha propuesto el
desarrollo de dos tipos de intercambiadores de calor AES y AKT, los datos obtenidos
en el data sheet del programa se van a comparar con los valores obtenidos en el
desarrollado de la tesis.
3.2 Diseño del intercambiador de calor tipo AES
3.2.1 Datos de entrada. Para poder realizar el diseño térmico e hidráulico del
intercambiador AES necesitamos los requerimientos a los cuales va a funcionar.
Coraza
Tipo de fluido: Crudo reducido
ºAPI: 8
Masa de fluido: 137068 Kg/h
Temperatura de entrada: 248.8 ºC
Temperatura de salida: 211.3 ºC
Caída de presión admisible: 1 Kgf/cm2
Presión de entrada: 18.8 Kgf/cm2A
Tabla 28. Propiedades del fluido que circula por la coraza (AES)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.832
Figura 20
sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.858
Figura 20
Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.576 Kcal/Kg °C Figura 21
Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.549 Kcal/Kg °C Figura 21
- 100 -
Tabla 28. (Continuación)
λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.064 Kcal/h m °C Figura 22
λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.065 Kcal/h m °C Figura 22
µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 2.077 cP Figura 23
µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 3.127 cP Figura 23
Tubos:
Tipo de fluido: Crudo oAPI: 26
Temperatura de entrada: 178.5 ºC
Temperatura de salida: 201.3 ºC
Caída de presión admisible: 1 Kgf/cm2
Presión de entrada: 26.1 Kgf/cm2A
Tabla 29. Propiedades del fluido que circula por los tubos (AES)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.780
Figura 20
sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.766
Figura 20
Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.558 Kcal/Kg °C Figura 21
Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.576 Kcal/Kg °C Figura 21
λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.069 Kcal/h m °C Figura 22
λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.069 Kcal/h m °C Figura 22
µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 1.580 cP Figura 23
µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.284 cP Figura 23
3.2.2 Diseño térmico
3.2.2.1 Cálculo del área supuesta
Estimación del flujo de calor requerido(qreq)
( )sosissreq TTCpMq −=
( ) ( ) ( )3.2118.248 562.0 137068 −=reqq
- 101 -
h
Kcalqreq 2890860=
Cálculo de la masa del fluido que circula por los tubos (Mt)
( )titot
reqt TTCp
qM
−=
( )( )5.1783.201567.0
2890860
−=tM
h
KgM t 223578=
Cálculo de la diferencia de temperatura media logarítmica corregida(CMTD)
CTTT otosiA 5.473.2018.248 =−=−=∆
CTTT otisoB 8.325.1783.211 =−=−=∆
∆∆
∆−∆=
A
B
AB
T
T
TTLMTD
ln
−=
8.32
5.47ln
8.325.47LMTD
CLMTD o 7.39=
64.1=−−=
cico
hohi
TT
TTR
32.0=−−=
cihi
cico
TT
TTS
- 102 -
32.0
1
1
1
11
' 1
1
=
−⋅−−
−⋅−−
=c
c
n
n
S
SRR
S
SR
S
( ) ( )( )
90.0
11'2
11'2ln1
'1'1
ln1
2
2
2
=
+++−+−+−⋅−
⋅−−⋅+
=
RRS
RRSR
SR
SR
F
FLMTDCMTD .=
( ) ( )90.0 7.39=CMTD
CCMTD o 77.35=
Estimación del coeficiente global de transferencia de calor (Uo)
Tabla 30. Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AES)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 250 W/m2 °K Tabla 14a
αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 1000 W/m2 °K Tabla 14a
Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.001 m2 °K/W Tabla 14a
Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0008 m2 °K/W Tabla 14a
++
++
=
i
o
tt
m
o
tw
tws
s
o
A
ARf
A
ALRf
U
1
1
1
αλα
++
++
=
−
−−
−
−−−
3
34
3
333
102.21104.25
1000
1108
103.23104.25
18
10108.2101
2501
1
x
xx
x
xxx
Uo
Cmh
Kcal
Km
WU
oocalo ⋅⋅=
⋅= 22 26.118 59.137
- 103 -
Cálculo de área total de transferencia de calor supuesta(Ao’)
CMTDU
qA
o
reqo
=
( ) ( )8.35 6.118
2890860=oA
2 38.683 mAo =
Tabla 31. Factores de corrección F1, F2 y F3 (AES)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
F1 Por diámetro de tubo y arreglo de tubos 1.54
Tabla 16
F2 Por el número de pasos en los tubos 1.08
Tabla 17
F3 Por tipo de coraza y tipo de arreglo en los tubos 1.04
Tabla 18
321 ' FFFAA oo =
)04.1)(08.1)(54.1)(38.683('=oA
2 06.1182' mAo =
Tabla 32. Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AES)
Diámetro interno de la coraza
Longitud efectiva de los tubos L ta/Ds
(Ds) m (Lta) m
1.22 8.8 7.21
1.29 7.3 5.66
1.38 6.9 5.00
1.52 5.8 3.82
La selección adecuada de la relación entre la longitud efectiva de los tubos y el
diámetro de la coraza se va a realizar tomando en cuenta el espacio físico con el que
se cuenta y la experiencia del diseñador.
mL
mD
ta
s
9.6
38.1
==
- 104 -
3.2.2.2 Criterios de diseño
Tabla 33. Criterios de diseño (AES)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
- Clase de servicio R
Tabla 6
Dt std Diámetro estandarizado de los tubos 1" BWG 14 mm Tabla 15
θtp Arreglo de los tubos 45 ° Tabla 25
- Material de los tubos A-268
Tabla 12
- Material de la coraza Acero
calmado Tabla 13
Ltp Paso en la disposición de tubos 31.75 mm Tabla 24
Ntp Número de paso para los tubos 6
Tabla 26
Ntt Número total de tubos 1441
Ec. 40b
Lbc Espaciado central de deflectores 486 mm Figura 30
Nss Número de tiras de sellado (pares) 1
Figura 33
Ltb Espacio diametral tubo OD - agujero del deflector 0.4 mm Figura 34
3.2.2.3 Cálculos preliminares
Tabla 34. Cálculos preliminares (AES)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
Ds Diámetro interno de la coraza 1380 mm Tabla 32
Dt Diámetro externo del tubo 25.4 mm Tabla 33
Ltw Espesor de la pared del tubo 2.108 mm Tabla 15
Dti Diámetro interno del tubo 21.184 mm Tabla 15
λtw Conductividad térmica de la pared del tubo 18 W/m °K Tabla 12
Ltp Paso en la disposición de tubos 31.75 mm Tabla 33
θtp Ángulo característico en la disposición de tubos 45 ° Tabla 33
Lto Longitud total de tubo 7196 mm Ec. 35
Lti Longitud de tubo en el deflector 6920 mm Ec. 33a
Lta Longitud efectiva de tubo 6920 mm Ec. 34a
Bc Corte del deflector como porcentaje de Ds 22.04 % Ec. 36
- 105 -
Tabla 34. (Continuación)
Lbc Espaciado central de deflectores 486 mm Tabla 33
Lbi Espacio del deflector de entrada 607.5 mm Figura 31
Lbo Espacio del deflector de salida 607.5 mm Figura 31
Ntt Número total de tubos 1441 - Tabla 33
Ntp Número de pasos en los tubos 6 - Tabla 33
Nss Número de tiras de sellado 1 - Tabla 33
CB Tipo de haz de tubos SRFH código Teoría
Ltb Espacio tubo OD - agujero del deflector 0.4 mm Tabla 33
Lsb Espacio interior de la coraza – deflector 8.62 mm Ec. 44
Lbb Espacio interior de la coraza – haz de tubos 48 mm Figura 36
Tsi Temperatura interna del fluido en la coraza 248.8 °C
Datos de entrada
Tso Temperatura externa del fluido en la coraza 211.3 °C
Tti Temperatura interna del fluido en los tubos 178.5 °C
Tto Temperatura externa del fluido en los tubos 201.3 °C
Ms Velocidad másica del fluido en la coraza 38.07 Kg/s Dato de entrada
ρs Densidad del fluido en la coraza 845.06 Kg/m3 Tabla 28
λs Conductividad térmica del fluido en la coraza 0.075 W/m °K Tabla 28
Cps Calor específico del fluido en la coraza 2353.15 J/Kg °K Tabla 28
µs Viscosidad dinámica del fluido en la coraza 0.0026 Pa.s Tabla 28
Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.001 m2 °K/W Tabla 30
Mt Velocidad másica del fluido en los tubos 62.11 Kg/s Dato de entrada
ρt Densidad del fluido en los tubos 773.07 Kg/m3 Tabla 29
λt Conductividad térmica del fluido en los tubos 0.080 W/m ºK Tabla 29
Cpt Calor específico del fluido en los tubos 2372.77 J/Kg ºK Tabla 29
µt Viscosidad dinámica del fluido en los tubos 0.0014 Pa.s Tabla 29
Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0008 m2 °K/W Tabla 30
αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 250 W/m2 °K Tabla 30
αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 1000 W/m2 °K Tabla 30
(∆ps)max Caída de presión permisible en la coraza 1 kPa Datos de entrada (∆pt)max Caída de presión permisible en los tubos 1 kPa
- 106 -
3.2.2.4 Cálculos auxiliares
Tabla 35. Cálculos auxiliares (AES)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
Nsp Número de pasos en la coraza 1
Teoría
Sm Área de flujo en la línea central 202879.91 mm2 Ec. 45
Dctl Diámetro exterior de la última fila de tubos 1332 mm Ec. 46
Dotl Diámetro primitivo de la última fila de tubos 1306 mm Ec. 47
Ts,av Temperatura promedio del fluido en la coraza 230.05 oC Ec. 48
Tt,av Temperatura promedio del fluido en los tubos 189.90 oC Ec. 49
Res Número de Reynolds del fluido en la coraza 1832.03
Ec. 50
Ret Número de Reynolds del fluido en los tubos 14280.02
Ec. 51
ms Velocidad másica del fluido en la coraza 187.67 Kg/s m2 Ec. 52
mt Velocidad másica del fluido por cada tubo 0.259 Kg/s Ec. 53
vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.20 m/s Ec. 54a
vt Velocidad del fluido que circula por los tubo 1.25 m/s Ec. 54b
Prs Número de Prandtl del fluido en la coraza 81.68
Ec. 55
Prt Número de Prandtl del fluido en los tubos 42.31
Ec. 56
θds Ángulo central: corte del deflector - pared 112.01 ° Ec. 57
θctl Ángulo central: corte del deflector - diámetro ext 107.57 ° Ec. 58
Sw Área neta de flujo a través de una ventana 137274.6 mm2 Ec. 59
Swg Área bruta de ventana de flujo 244665.9 mm2 Ec. 60
Swt Área de la ventana ocupada por los tubos 107391.3 mm2 Ec. 61
Fw Fracción de tubos en una ventana 0.15
Ec. 62
Fc Fracción de tubos entre los extremos del deflector 0.71
Ec. 63
Ntcc Número de filas de tubos en una sección de flujo 34.37
Ec. 64
Ntcw Número de filas de tubos en una ventana 9.52
Ec. 65
Nb Número de deflectores 12
Ec. 66
Sb Área de bypass dentro de un deflector 36288 mm2 Ec. 67
Fsbp Fracción del área de bypass para el área de flujo 0.18
Ec. 68
Lpl Expresa el efecto bypass de partición 0 mm Cte
Ssb Área de fuga coraza - deflector 12871.83 mm2 Ec. 69
Stb Área de fuga tubo - deflector 19769.38 mm2 Ec. 70
- 107 -
Tabla 35. (Continuación)
Jc Factor de corrección (transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial 1.058
Ec. 71
Jl Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector 0.781
Ec. 72
Jb Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto del bypass 0.872
Ec. 73
Jr Factor de corrección (transferencia de calor) para flujo laminar 1.000
Ec. 74
Js Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales en la entrada y/o salida 0.991
Ec. 75
rs Parámetro de correlación: áreas de fuga 0.394
Ec. 76
rlm Parámetro de correlación: áreas de fuga - flujo 0.161
Ec. 77
rss Parámetro de correlación: número de tiras de sellado – número de filas de tubos en una sección 0.029
Ec. 78
Li* Relación: espacio de entrada - espaciado central 1.25
Ec. 79
Lo* Relación: espacio de salida - espaciado central 1.25
Ec. 80
Cbh Constante del tipo de flujo (transferencia de calor) 1.25
Cte
n Pendiente de la curva del factor de fricción 0.2
Cte
Rl Factor de corrección (caída de presión) por efectos de fuga en el deflector 0.533
Ec. 83
Rb Factor de corrección (caída de presión) de transferencia de calor por efecto del bypass 0.667
Ec. 84
Rs Factor de corrección (caída de presión) por espacios desiguales en la entrada y/o salida 1.338
Ec. 85
Cbp Constante del tipo de flujo (caída de presión) 3.7
Cte
αi Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal 302.27 W/m2 °K Ec. 86
ji Factor de corrección (transferencia de calor) para un banco de tubos ideal 0.018
Ec. 87
(Φs)r Parámetro de correlación: viscosidades dinámicas 0.726
Ec. 88
µs,w Viscosidad dinámica a temperatura de la pared 0.026 Pa.s Ec. 89
Tw Temperatura de la pared del tubo 238.08 oC Ec. 90
a Coeficiente de correlación 0.276
Ec. 91
b Coeficiente de correlación 0.827
Ec. 92
∆pbi Caída de presión para un banco de tubos ideal 0.392 KPa Ec. 93
fi Factor de corrección (caída de presión) para un banco de tubos ideal 0.099
Ec. 94
(Φs)-r Inverso del parámetro (Φs)
r 1.377
Ec. 88
αsc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido 216.00 W/m2 °K Ec. 95
- 108 -
Tabla 35. (Continuación)
αtc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido 870.40 W/m2 °K Ec. 96
Nut Número de Nusselt del fluido en los tubos 229.58
Ec. 97
ft Factor de rozamiento: fluido - pared del tubo 0.029
Ec. 98
mw Velocidad másica del fluido en la coraza 228.15 Kg/s m2 Ec. 108
Hrp Perdidas primarias por longitud de tubo 0.790 m Ec. 113
3.2.2.5 Evaluación del diseño térmico
Áreas de transferencia de calor
2
al
71.795
)1441)(19.7)(0254.0(
mA
A
NLDA
calo
co
tttotcalo
=
==
ππ
2
0
729.66
)1441)(010592.00127.0)(92.6(
)(
mA
A
NrrLA
m
m
ttitam
=
+=+=
ππ
2
i
663.62
)1441( )010592.0( )92.6( 2
)( 2
mA
A
NrLA
i
ttitai
=
==
ππ
Coeficiente global de transferencia de calor calculado (Uo cal)
++
++
=
i
calo
tct
m
calo
tw
tws
sc
alo
A
ARf
A
ALRf
U
c
1
1
1
αλα
++
++
=−
−−
62.663
71.795
40.870
1108
66.729
71.795
18
10108.2101
00.216
1
1
43
3
xx
x
U calo
Cmh
Kcal
Km
WU
oocalo ⋅⋅=
⋅= 22 42.106 82.123
- 109 -
Flujo de calor calculado(qcal)
CMTDAUq o calcalocal =
( )( )( )77.35 71.795 42.106=calq
h
Kcalqcal 53.3029208=
Relación del flujo de calor requerido y calculado
1≤cal
req
q
q
153.3029208
2890860 ≤
195.0 ≤
Determinación del área de transferencia de calor requerida (Ao req)
caloreq
calreqo A
q
qA
=
( ) 71.795 95.0 =reqoA
2 37.759 mA reqo =
Se observa que el área de transferencia de calor calculada es mayor que la requerida,
lo que nos indica que el intercambiador de calor para cumplir con los requerimientos
deberá trabajar al 95% de su capacidad.
- 110 -
3.2.3 Diseño hidráulico
3.2.3.1 Caída de presión en la coraza
Caída de presión del flujo cruzado entre los deflectores (∆pc)
( ) ( ) ( )lbbbic RRNpp 1 −∆=∆
( )( ) ( ) ( )533.0 667.0 112 392.0 −=∆ cp
2 01.0 36.1cm
KgKPapc ==∆
Caída de presión en todas las ventanas de los deflectores (∆pw)
( ) ( ) ls
wtcwbw R
mNNp 10
2 6.02 3
2
+=∆ −
ρ
( ) ( )[ ] ( )( ) ( ) ( )533.010
06.8452
15.228 52.9 6.02 12 3
2
+=∆ −
wp
2 01.0 36.1cm
KgKPapw ==∆
Caída de presión del fluido en los compartimentos del primero y el último (∆pe)
( ) sbtcc
tcwbie RR
N
Npp 1
+∆=∆
( ) ( )( )338.1667.0 37.34
52.91 392.0
+=∆ ep
2 01.0 45.0cm
KgKPape ==∆
Caída de presión total
ewcs pppp ∆+∆+∆=∆
- 111 -
45.036.136.1 ++=∆ sp
2 03.0 16.3cm
KgKPaps ==∆
3.2.3.2 Caída de presión en los tubos
gNHp tptrpt ρ=∆
( )( )( )( )81.9607.77379.0=∆ tp
2 37.0 97.35cm
KgKPapt ==∆
3.2.3.3 Evaluación del diseño hidráulico
03.01
≥∆≥∆ sallows pp
37.01
≥∆≥∆ tallowt pp
El diseño hidráulico del intercambiador de calor tipo AES es correcto, ya que se
observa que las caídas de presión admisibles tanto como para la coraza y los tubos
son mayores que los valores calculados.
3.3 Diseño del intercambiador de calor tipo AKT
3.3.1 Datos de entrada. Para poder realizar el diseño térmico e hidráulico del
intercambiador AKT necesitamos los requerimientos a los cuales va a funcionar.
Coraza
Tipo de fluido: Agua
Masa de fluido: 9940 Kg/h
Fracción de vapor: 95%
Temperatura de entrada: 115.0 ºC
Temperatura de salida: 164.9 ºC
Presión de entrada: 7.1 Kgf/cm2A
- 112 -
Tabla 36. Propiedades del fluido que circula por la coraza (AKT)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.949
Tabla 2
sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.904
Tabla 2
Cpi agua Calor específico del fluido en la entrada 1.012 Kcal/Kg °C Tabla 3
Cpo agua Calor específico del fluido en la salida 1.040 Kcal/Kg °C Tabla 3
λi agua Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.587 Kcal/h m °C Tabla 4
λo agua Conductividad térmica del fluido en la salida 0.585 Kcal/h m °C Tabla 4
µi agua Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.245 cP Tabla 5
µo agua Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.167 cP Tabla 5
Cpo vapor Calor específico del fluido en la salida 0.582 Kcal/Kg °C Tabla 3
λo vapor Conductividad térmica del fluido en la salida 0.028 Kcal/h m °C Tabla 4
µo vapor Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.020 cP Tabla 5
Tubos:
Tipo de fluido: MVGO oAPI: 17
Temperatura de entrada: 229.1 ºC
Temperatura de salida: 171.1 ºC
Caída de presión admisible: 1.2 Kgf/cm2
Presión de entrada: 10.5 Kgf/cm2A
Tabla 37. Propiedades del fluido que circula por los tubos (AKT)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.794
Figura 20
sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.833
Figura 20
Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.580 Kcal/Kg °C Figura 21
Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.537 Kcal/Kg °C Figura 21
λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.067 Kcal/h m °C Figura 22
λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.067 Kcal/h m °C Figura 22
µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.950 cP Figura 23
µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.990 cP Figura 23
- 113 -
3.3.2 Diseño térmico.
3.3.2.1 Cálculo del área supuesta.
Estimación del flujo de calor requerido (qreq)
( ) fgsvsisosslreq hMTTCpMq +−=
( )[ ]( ) ( ) ( )[ ]( )540 95.099400.1159.164 026.1 95.019940 +−−=reqq
h
Kcalqreq 5124658=
Cálculo de la masa del fluido que circula por los tubos (Mt)
( )totit
reqt TTCp
qM
−=
( )( )1.1711.229558.0
5124658
−=tM
h
KgM t 158291=
Cálculo de la diferencia de temperatura media logarítmica corregida (CMTD)
CTTT osotiA 2.1649.1641.229 =−=−=∆
CTTT osotoB 2.69.1641.171 =−=−=∆
∆∆
∆−∆=
A
B
AB
T
T
TTLMTD
ln
−=
2.642.6
ln
2.642.6LMTD
CLMTD o 81.24=
- 114 -
FLMTDCMTD .=
( ) ( )00.1 81.24=CMTD
CCMTD o 81.24=
Estimación del coeficiente global de transferencia de calor (Uo)
Tabla 38. Coeficientes de transferencia de calor y resistencias por ensuciamiento (AKT)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 1000 W/m2 °K Tabla 14c
αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 900 W/m2 °K Tabla 14a
Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.0002 m2 °K/W Tabla 14c
Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0007 m2 °K/W Tabla 14a
++
++
=
i
o
tt
m
o
tw
tws
s
o
A
ARf
A
ALRf
U
1
1
1
αλα
++
++
=
−
−−
−
−−−
3
34
3
334
107.15
101.19
900
1107
104.17
101.19
18
10651.1102
1000
1
1
x
xx
x
xxx
U o
Cmh
Kcal
Km
WU
ooo ⋅⋅=
⋅= 22 18.236 78.274
Cálculo de área total de transferencia de calor supuesta (Ao’)
CMTDU
qA
o
reqo
=
( ) ( )81.24 18.236
5124658=oA
2 44.874 mAo =
- 115 -
Tabla 39. Factores de corrección F1, F2 y F3 (AKT)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
F1 Por diámetro de tubo y arreglo de tubos 1.31
Tabla 16
F2 Por el número de pasos en los tubos 1.06
Tabla 17
F3 Por tipo de coraza y tipo de arreglo en los tubos 1.15 Tabla 18
321 ' FFFAA oo =
)15.1)(06.1)(31.1)(44.874('=oA
2 1396.38 ' mAo =
Tabla 40. Combinaciones posibles entre Ds y Lta (AKT)
Diámetro interno de la coraza
Longitud efectiva de los tubos L ta/Ds
(Ds) m (Lta) m
1.22 10.9 8.93
1.38 8.7 6.30
1.52 7.1 4.67
1.68 6.1 3.63
La selección adecuada de la relación entre la longitud efectiva de los tubos y el
diámetro de la coraza se va a realizar tomando en cuenta el espacio físico con el que
se cuenta y la experiencia del diseñador.
mL
mD
ta
s
1.6
68.1
==
- 116 -
3.3.2.2 Criterios de diseño.
Tabla 41. Criterios de diseño (AKT)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
- Clase de servicio R
Tabla 6
Dt std Diámetro estandarizado de los tubos ¾" BWG 14 mm Tabla 15
θtp Arreglo de los tubos 90 ° Tabla 25
- Material de los tubos A-213
Tabla 12
- Material de la coraza Acero
calmado Tabla 13
Ltp Paso en la disposición de tubos 25.4 mm Tabla 24
Ntp Número de paso para los tubos 8
Tabla 26
Ntt Número total de tubos 2484
Ec. 40b
3.3.2.3 Cálculos preliminares.
Tabla 42. Cálculos preliminares (AKT)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
Ds Diámetro interno de la coraza 1680 mm Tabla 32
Dt Diámetro externo del tubo 19.05 mm Tabla 33
Ltw Espesor de la pared del tubo 2.108 mm Tabla 15
Dti Diámetro interno del tubo 14.834 mm Tabla 15
λtw Conductividad térmica de la pared del tubo 18 W/m °K Tabla 12
Ltp Paso en la disposición de tubos 25.4 mm Tabla 33
θtp Ángulo característico en la disposición de tubos 90 ° Tabla 33
Lto Longitud total de tubo 6456 mm Ec. 35
Lti Longitud de tubo en el deflector 6120 mm Ec. 33a
Lta Longitud efectiva de tubo 6120 mm Ec. 34a
Ntt Número total de tubos 2484 - Tabla 33
Ntp Número de pasos en los tubos 8 - Tabla 33
Nss Número de tiras de sellado 1 - Tabla 33
CB Tipo de haz de tubos PTFH código Teoría
- 117 -
Tabla 42. (Continuación)
Lbb Espacio interior de la coraza – haz de tubos 95 mm Figura 36
Tsi Temperatura interna del fluido en la coraza 115.0 °C
Datos de entrada
Tso Temperatura externa del fluido en la coraza 164.9 °C
Tti Temperatura interna del fluido en los tubos 229.1 °C
Tto Temperatura externa del fluido en los tubos 171.1 °C
Ms Velocidad másica del fluido en la coraza 2.76 Kg/s Dato de entrada
ρs Densidad del fluido en la coraza 926.48 Kg/m3 Tabla 28
λs Conductividad térmica del fluido en la coraza 0.681 W/m °K Tabla 28
Cps Calor específico del fluido en la coraza 4291.58 J/Kg °K Tabla 28
µs Viscosidad dinámica del fluido en la coraza 0.0002 Pa.s Tabla 28
Rfs Resistencia por ensuciamiento en la coraza 0.0002 m2 °K/W Tabla 30
Mt Velocidad másica del fluido en los tubos 43.97 Kg/s Dato de entrada
ρt Densidad del fluido en los tubos 813.49 Kg/m3 Tabla 29
λt Conductividad térmica del fluido en los tubos 0.078 W/m ºK Tabla 29
Cpt Calor específico del fluido en los tubos 2335.45 J/Kg ºK Tabla 29
µt Viscosidad dinámica del fluido en los tubos 0.0015 Pa.s Tabla 29
Rft Resistencia por ensuciamiento en los tubos 0.0007 m2 °K/W Tabla 30
αs Coeficiente de transferencia de calor en la coraza 1000 W/m2 °K Tabla 30
αt Coeficiente de transferencia de calor en los tubos 900 W/m2 °K Tabla 30
(∆pt)max Caída de presión permisible en los tubos 1.2 kPa Dato de entrada
3.3.2.4 Cálculos auxiliares.
Tabla 43. Cálculos auxiliares (AKT)
Símbolo Descripción Valor Unidad Ref.
Nsp Número de pasos en la coraza 1
Teoría
Sm Área de flujo en la línea central 42303.75 mm2 Ec. 45
Dctl Diámetro exterior de la última fila de tubos 1585 mm Ec. 46
Dotl Diámetro primitivo de la última fila de tubos 1565 mm Ec. 47
Ts,av Temperatura promedio del fluido en la coraza 139.95 oC Ec. 48
- 118 -
Tabla 43. (Continuación)
Tt,av Temperatura promedio del fluido en los tubos 200.10 oC Ec. 49
Res Número de Reynolds del fluido en la coraza 6030.57
Ec. 50
Ret Número de Reynolds del fluido en los tubos 10877.27
Ec. 51
ms Velocidad másica del fluido en la coraza 65.27 Kg/s m2 Ec. 52
mt Velocidad másica del fluido por cada tubo 0.142 Kg/s Ec. 53
vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.04 m/s Ec. 54a
vt Velocidad del fluido que circula por los tubo 1.33 m/s Ec. 54b
Prs Número de Prandtl del fluido en la coraza 1.30
Ec. 55
Prt Número de Prandtl del fluido en los tubos 44.13
Ec. 56
Ntcc Número de filas de tubos en una sección de flujo 66.14
Ec. 64
Ntcw Número de filas de tubos en una ventana 51.10
Ec. 65
Sb Área de bypass dentro de un deflector 570 mm2 Ec. 67
Fsbp Fracción del área de bypass para el área de flujo 0.01
Ec. 68
Lpl Expresa el efecto bypass de partición 0 mm Cte
Jc Factor de corrección (transferencia de calor) de la ventana del deflector parcial 1.000
Ec. 71
Jl Factor de corrección (transferencia de calor) por efectos de fuga en el deflector 1.000
Ec. 72
Jb Factor de corrección (transferencia de calor) de transferencia de calor por efecto del bypass 0.988
Ec. 73
Jr Factor de corrección (transferencia de calor) para flujo laminar 1.000
Ec. 74
Js Factor de corrección (transferencia de calor) por espacios desiguales en la entrada y/o salida 1.000
Ec. 75
rss Parámetro de correlación: número de tiras de sellado – número de filas de tubos en una sección 0.015
Ec. 78
Cbh Constante del tipo de flujo (transferencia de calor) 1.25
Cte
Cbp Constante del tipo de flujo (caída de presión) 3.7
Cte
αi Coeficiente de transferencia de calor para un banco de tubos ideal 949.70 W/m2 °K Ec. 86
ji Factor de corrección (transferencia de calor) para un banco de tubos ideal 0.010
Ec. 87
(Φs)r Parámetro de correlación: viscosidades dinámicas 0.406
Ec. 88
µs,w Viscosidad dinámica a temperatura de la pared 0.130 Pa.s Ec. 89
Tw Temperatura de la pared del tubo 108.29 oC Ec. 90
a Coeficiente de correlación 0.263
Ec. 91
b Coeficiente de correlación 1.324
Ec. 92
- 119 -
Tabla 43. (Continuación)
αsc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en la coraza corregido 938.75 W/m2 °K Ec. 95
αtc Coeficiente de transferencia de calor del fluido en los tubos corregido 966.83 W/m2 °K Ec. 96
Nut Número de Nusselt del fluido en los tubos 184.31
Ec. 97
ft Factor de rozamiento: fluido - pared del tubo 0.031
Ec. 98
Hrp Perdidas primarias por longitud de tubo 1.221 m Ec. 113
3.3.2.5 Evaluación del diseño térmico.
Áreas de transferencia de calor
2
al
909.80
)2484)(46.6)(01905.0(
mA
A
NLDA
calo
co
tttotcalo
=
==
ππ
2
0
809.12
)2484)(00874.00095.0)(12.6(
)(
mA
A
NrrLA
m
m
ttitam
=
+=+=
ππ
2
i
708.43
)2484( )00874.0( )12.6( 2
)( 2
mA
A
NrLA
i
ttitai
=
==
ππ
Coeficiente global de transferencia de calor calculado (Uo cal)
++
++
=
i
calo
tct
m
calo
tw
tws
sc
alo
A
ARf
A
ALRf
U
c
1
1
1
αλα
++
++
=−
−−
43.708
8.908
83.966
1107
12.809
80.908
18
10651.1102
75.938
1
1
43
4
xx
x
U calo
Cmh
Kcal
Km
WU
oocalo ⋅⋅=
⋅= 22 77.238 33.277
- 120 -
Flujo de calor calculado (qcal)
CMTDAUq ocalocal cal =
( ) ( ) ( )81.24 80.909 37.238=calq
h
Kcalqcal 5381295.76=
Relación del flujo de calor requerido y calculado
1≤cal
req
q
q
176.5381295
5124658 ≤
195.0 ≤
Determinación del área de transferencia de calor requerida (Ao req)
caloreq
calreqo A
q
qA
=
( ) 80.909 95.0 req =oA
2req 41.866 mAo =
Se observa que el área de transferencia de calor calculada es mayor que la requerida,
lo que nos indica que el intercambiador de calor para cumplir con los requerimientos
deberá trabajar al 95% de su capacidad.
3.3.3 Diseño hidráulico.
3.3.3.1 Caída de presión en la coraza. La caída de presión en la coraza no es
aplicable para el intercambiador de calor tipo AKT.
- 121 -
3.3.3.2 Caída de presión en los tubos.
gNHp tptrpt ρ=∆
( )( )( )( )81.9849.813221.1=∆ tp
2 79.0 95.77cm
KgKPapt ==∆
3.3.3.3 Evaluación del diseño hidráulico
79.02.1
≥∆≥∆ tallowt pp
El diseño hidráulico del intercambiador de calor tipo AKT es correcto, ya que se
observa que la caída de presión admisibleen los tubos es mayor que el valor
calculado.
- 122 -
CAPÍLULO IV
4. COMPARACIÓN DE RESULTADOS
En este capítulo se compararán los resultados obtenidos durante el desarrollo de la
tesis, con los obtenidos con el programa HTRI, y así demostrar la veracidad de los
cálculos y resultados.
4.1 Resultados del intercambiador de calor AES
4.1.1 Data sheet (HTRI).Esta hoja de resultados proviene del programa HTRI.
- 123 -
Figura 42. Data sheet HTRI (AES)
Fuente: Programa HTRI
4.1.2 Data sheet (Programa Excel). Esta hoja de resultados proviene del programa
Excel, el cual fue desarrollado en el trascurso de la tesis propuesta.
- 124 -
Figura 43. Data sheet del programa en Excel según TEMA (AES)
Fuente: Programa en Excel “Intercambiador de Calor”
4.1.3 Comparación de los data sheet. En la tabla siguiente vamos a comparar los
aspectos más importantes que existen en los data sheet y obtener los errores
relativos, con el objetivo de verificar si dichos valores son admisibles.
- 125 -
Tabla 44. Comparación de resultados (AES)
Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI
Valor Excel Unidad Error
relativo
1 qreq Flujo de calor requerido 2889437 2890860 Kcal/h 0.05 %
2 Mt Masa del flujo que circula por los tubos 223600 223578 Kg/h -0.01 %
3 CMTD Diferencia de temperatura media logarítmica 35.2 35.7 °C 1.42 %
4 Uo cal Coeficiente global de transferencia de calor 106.87 106.43 Kcal/hm2°C -0.41 %
5 Ao cal Área de transferencia de calor calculada 790.37 795.71 m2 0.68 %
6 Nsp Número de pasos en la coraza 1 1
0.00 %
7 Ntp Número de pasos en los tubos 6 6
0.00 %
8 Ds Diámetro interno de la coraza 1390 1380 mm -0.72 %
9 Dt Diámetro externo del tubo 25.4 25.4 mm 0.00 %
10 Lta Longitud efectiva de tubo 7000 6920 mm -1.14 %
11 Ntt Número total de tubos 1415 1441
1.84 %
12 Nb Número de deflectores 12 12
0.00 %
13 Bc Corte del deflector como porcentaje de Ds 21.4 22.0 % 2.80 %
14 Lbc Espaciamiento central de deflectores 495 486 mm -1.82 %
Figura 44. Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AES)
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14
Err
or r
elat
ivo
Número de ítem
HTRI
Programa Excel
- 126 -
Tanto en la Tabla 44 como en la Figura 44, se realiza una comparación entre las
principales variables del diseño del intercambiador de calor AES, y se calculan los
respectivos errores relativos existentes entre los programas de diseño. Se observa que
los error relativos son producidos a causa de que cada programa cuenta con cristerios
de diseño diferentes, los mismos que se encuentran dentro de un rango aceptable.
A continuación se realiza una comparación de las propiedades físicas de los fluidos
que intervienen en el proceso del intercambiador, tanto para la coraza como para los
tubos.
Tabla 45. Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AES)
Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI
Valor Excel Unidad Error
relativo
Fluido que circula por la coraza
1 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.830 0.832
0.19 %
2 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.860 0.858
-0.28 %
3 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.580 0.576 Kcal/Kg°C -0.69 %
4 Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.550 0.549 Kcal/Kg°C -0.18 %
5 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.064 0.064 Kcal/hm°C 0.00 %
6 λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.065 0.065 Kcal/hm°C 0.00 %
7 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 2.080 2.077 cP -0.14 %
8 µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 3.130 3.127 cP -0.10 %
Fluido que circula por los tubos
9 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.780 0.780
-0.05 %
10 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.770 0.766
-0.56 %
11 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.560 0.558 Kcal/Kg°C -0.36 %
12 Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.580 0.576 Kcal/Kg°C -0.69 %
13 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.069 0.069 Kcal/hm°C 0.00 %
14 λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.069 0.069 Kcal/hm°C 0.00 %
15 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 1.580 1.580 cP 0.00 %
16 µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.280 1.284 cP 0.31 %
Figura 45. Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AES)
- 127 -
De igual forma, existen variables que simplemente se deben comprobar si se
encuentran dentro del rango admisible.
Tabla 46. Comprobación de valores admisibles (AES)
Símbolo Descripción Valor HTRI
Valor Excel
Valor admisible Unidad
vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.17 0.195 1 - 2 m/s
vt Velocidad del fluido que circula por los tubos 0.96 1.249 1 - 2 m/s
∆ps Caída de presión total del fluido en la coraza 0.07 0.032 1 Kgf/cm2
∆pt Caída de presión del fluido en los tubos 0.342 0.367 1 Kgf/cm2
Después de varias comparaciones en diferentes puntos del desarrollo del diseño del
intercambiador de calor AES, podemos decir que las diferencias existentes entre los
dos programas se deben a las características que cada uno posee, además de los
respectivos criterios de diseño que se emplean.
-5
-4
-3
-2
-1
0
1
2
3
4
5
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16
Err
or r
elat
ivo
Número de ítem
HTRI
Programa Excel
- 128 -
4.2 Resultados del intercambiador de calor AKT.
4.2.1 Data sheet (HTRI). Esta hoja de resultados proviene del programa HTRI.
Figura 46. Data sheet HTRI (AKT)
Fuente: Programa HTRI
- 129 -
4.2.2 Data sheet (Programa Excel). Esta hoja de resultados proviene del programa
Excel, el cual fue desarrollado en el trascurso de la tesis propuesta.
Figura 47. Data sheet del programa en Excel según TEMA (AKT)
Fuente: Programa en Excel “Intercambiador de Calor”
4.2.3 Comparación de los data sheet. En la tabla siguiente vamos a comparar los
aspectos más importantes que existen en los data sheet y obtener los errores
relativos, con el objetivo de verificar si dichos valores son admisibles.
- 130 -
Tabla 47. Comparación de resultados (AKT)
Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI
Valor Excel Unidad Error
relativo
1 qreq Flujo de calor requerido 5130564 5124658 Kcal/h -0.12 %
2 Mt Masa del flujo que circula por los tubos 158496 158291 Kg/h -0.13 %
3 Msv Masa del flujo que circula por los tubos 497 497 Kg/h 0.00 %
4 CMTD Diferencia de temperatura media logarítmica 25.5 24.8 °C -2.75 %
5 Uo cal Coeficiente global de transferencia de calor 229.99 238.28 Kcal/hm2°C 3.60 %
6 Ao cal Área de transferencia de calor calculada 890.74 909.80 m2 2.14 %
7 Nsp Número de pasos en la coraza 1 1
0.00 %
8 Ntp Número de pasos en los tubos 8 8
0.00 %
9 Ds Diámetro interno de la coraza 1650 1680 mm 1.82 %
10 Dt Diámetro externo del tubo 19.05 19.05 mm 0.00 %
11 Lta Longitud efectiva de tubo 6100 6100 mm 0.00 %
12 Ntt Número total de tubos 2440 2484 1.80 %
Figura 48. Errores relativos: HTRI vs. Programa Excel (AKT)
Tanto en la Tabla 47 como en la Figura 48, se realiza una comparación entre las
principales variables del diseño del intercambiador de calor AKT, y se calculan los
-5
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-3
-2
-1
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1
2
3
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5
1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12
Err
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ivo
Número de ítem
HTRI
Programa Excel
- 131 -
respectivos errores relativos existentes entre los programas de diseño. Se observa que
los error relativos son producidos a causa de que cada programa cuenta con cristerios
de diseño diferentes, los mismos que se encuentran dentro de un rango aceptable.
A continuación se realiza una comparación de las propiedades físicas de los fluidos
que intervienen en el proceso del intercambiador, tanto para la coraza como para los
tubos.
Tabla 48. Comparación de las propiedades físicas de los fluidos (AKT)
Ítem Símbolo Descripción Valor HTRI
Valor Excel Unidad Error
relativo
Fluido que circula por la coraza
1 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.949 0.949
0.02 %
2 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.907 0.904
-0.29 %
3 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 1.007 1.012 Kcal/Kg °C 0.52 %
4 Cplo Calor específico del fluido liquido en la salida 1.035 1.040 Kcal/Kg °C 0.48 %
5 Cpvo Calor específico del fluido vapor en la salida 0.585 0.580 Kcal/Kg °C -0.79 %
6 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.570 0.587 Kcal/h m °C 2.89 %
7 λlo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.574 0.590 Kcal/h m °C 2.79 %
8 λvo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.026 0.027 Kcal/h m °C 2.27 %
9 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.242 0.245 cP 1.11 %
10 µlo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.164 0.166 cP 1.10 %
11 µvo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 0.015 0.015 cP 1.36 %
Fluido que circula por los tubos
12 sgi Gravedad específica del fluido en la entrada 0.790 0.794 0.46 %
13 sgo Gravedad específica del fluido en la salida 0.830 0.833 0.31 %
14 Cpi Calor específico del fluido en la entrada 0.580 0.580 Kcal/Kg °C 0.00 %
15 Cpo Calor específico del fluido en la salida 0.540 0.537 Kcal/Kg °C -0.56 %
16 λi Conductividad térmica del fluido en la entrada 0.067 0.067 Kcal/h m °C 0.00 %
17 λo Conductividad térmica del fluido en la salida 0.067 0.067 Kcal/h m °C 0.00 %
18 µi Viscosidad dinámica del fluido en la entrada 0.950 0.950 cP 0.00 %
19 µo Viscosidad dinámica del fluido en la salida 1.990 1.990 cP 0.00 %
- 132 -
Figura 49. Comparación de propiedades físicas: HTRI vs. Programa Excel (AKT)
De igual forma, existen variables que simplemente se deben comprobar si se
encuentran dentro del rango admisible.
Tabla 49. Comprobación de valores admisibles (AKT)
Símbolo Descripción Valor HTRI
Valor Excel
Valor admisible Unidad
vs Velocidad del fluido que circula por la coraza 0.10 0.04 1 - 2 m/s
vt Velocidad del fluido que circula por los tubos 1.01 1.33 1 - 2 m/s
∆pt Caída de presión del fluido en los tubos 0.70 0.79 1 Kgf/cm2
Después de varias comparaciones en diferentes puntos del desarrollo del diseño del
intercambiador de calor AKT, podemos decir que las diferencias existentes entre los
dos programas se deben a las características que cada uno posee, además de los
respectivos criterios de diseño que se emplean.
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Número de ítem
HTRI
Programa Excel
- 133 -
CAPÍTULO V
5. CONCLUSIONES Y RECOMENDACIONES
5.1 Conclusiones
Se analizó el marco teórico de los intercambiadores de calor de coraza y tubos
conforme con las normas TEMA y ASME, identificando los diversos tipos
existentes, siendo los más comunes los tipos AES y AKT.
Al analizar el marco teórico se determinaron las ecuaciones y el procedimiento
apropiado para el diseño térmico e hidráulico del Intercambiador de calor de
coraza y tubos, con el fin de construir un equipo que nos brinde resultados
satisfactorios.
Se identificó que para el proceso CRUDE/REDUCED CRUDE es necesario
emplear un intercambiador de calor tipo AES, debido a que es el más común, tiene
la coraza de un solo paso, permite la expansión térmica de los tubos respecto a la
coraza y es fácil el desmontaje y limpieza interna de los tubos.
Se comparó los parámetros térmicos más importantes del diseñodel
intercambiador de calor tipo AES, entre el software HTRI y el programa
desarrollado en Excel, resultando un flujo de calor requerido de 2889437 Kcal/h
(HTRI), 2890860 Kcal/h (Excel); una diferencia de temperatura media logarítmica
corregida de 35.2 °C (HTRI), 35.7 °C (Excel); un co eficiente global de transferencia
de calor en servicio de 106.87 Kcal/hm2°C (HTRI), 106.43 Kcal/hm 2°C (Excel); y un
área de transferencia de calor de 790.37 m2 (HTRI), 795.71 m2 (Excel). Con los
cuales se verificó el correcto funcionamiento del programa desarrollado en Excel.
Se comparó los parámetros hidráulicos más importantes del diseño del
intercambiador de calor tipo AES, entre el software HTRI y el programa
desarrollado en Excel, resultando una caída de presión del fluido en la coraza de
0.07 Kgf/cm2 (HTRI), 0.032 Kgf/cm2 (Excel); y una caída de presión del fluido en
los tubos de 0.342 Kgf/cm2 (HTRI), 0.367 Kgf/cm2 (Excel). Aunque existe una
diferencia en la caída de presión del fluido en la coraza debido a que el software
- 134 -
HTRI realiza un análisis más detallado para cada punto, todas las caídas de
presión son menores a los admisibles.
Se identificó que el dimensionamiento de los deflectores para el intercambiador de
calor tipo AES influye notablemente tanto en el diseño térmico como hidráulico.
Se identificó que para el proceso MVGO/BOILER FEED WATER es necesario
emplear un intercambiador de calor tipo AKT, debido a que se requiere generar
vapor y mantener una parte líquida del fluido de alimentación dejando un espacio
encima del nivel de líquido para que el vapor producido pueda viajar a una
velocidad suficientemente baja, es fácil el desmontaje y limpieza interna de los
tubos, permite la expansión térmica de los tubos respecto a la coraza y un manejo
de presiones altas.
Se comparó los parámetros térmicos más importantes del diseño del
intercambiador de calor tipo AKT, entre el software HTRI y el programa
desarrollado en Excel, resultando un flujo de calor requerido de 5130564 Kcal/h
(HTRI), 5124658 Kcal/h (Excel); una diferencia de temperatura media logarítmica
corregida de 25.5 °C (HTRI), 24.8 °C (Excel); un co eficiente global de transferencia
de calor en servicio de 229.99 Kcal/hm2°C (HTRI), 238.28 Kcal/hm 2°C (Excel); y un
área de transferencia de calor de 890.74 m2 (HTRI), 909.80 m2 (Excel). Con los
cuales se verificó el correcto funcionamiento del programa desarrollado en Excel.
Se comparó el parámetro hidráulico más importante del diseño del intercambiador
de calor tipo AKT, entre el software HTRI y el programa desarrollado en Excel,
resultando una caída de presión del fluido en los tubos de 0.70 Kgf/cm2 (HTRI),
0.79 Kgf/cm2 (Excel). La caída de presión en la coraza es mínima por lo que se la
desprecia, la caída de presión en los tubos es menor a la admisible.
Se determinó que en el intercambiador de calor tipo AKT no se requiere forzar el
flujo debido a que se genera vapor en la coraza y éste se expande fácilmente, por
lo tanto el uso de deflectores es innecesario.
Se estimó los valores de los coeficientes de transferencia de calor y las
resistencias de ensuciamiento en la coraza y tubos para un cálculo aproximado del
diseño térmico, para lo cual Hewitt proporciona una tabla donde sugiere valores
para distintos fluidos en función del proceso y viscosidad. En la refinación del
- 135 -
diseño térmico se obtuvieron los valores reales de los coeficientes de transferencia
de calor de la coraza y de los tubos, los cuales se encuentran dentro del rango
sugerido por Hewitt.
Se observó que los parámetros más influyentes en la caída de presión del fluido en
los tubos son el diámetro de los tubos y su número de pasos.
Se determinó que el diseño hidráulico es importante ya que este limita al diseño
térmico, y a un correcto desarrollo del intercambiador de calor de coraza y tubos.
Se realizó una base de datos para el cálculo de las propiedades físicas de fluidos
derivados del petróleo, agua y vapor de agua, los cuales son los más empleados
en la industria petrolera.
Se comparó los resultados del Data Sheet obtenido con el programa Excel con el
Data Sheet proporcionado por el software HTRI, dando como resultado errores
relativos que se encuentran dentro de un rango admisible.
Se determinó que la eficiencia recomendada para un correcto diseño térmico debe
encontrarse en un rango del 93% al 98%, si el diseño sobrepasa el 100% indica
que no se cumple con los requerimientos mínimos, mientras que si este valor es
menor al 93% el equipo se encuentra sobredimensionado.
5.2 Recomendaciones
Tener un conocimiento previo del funcionamiento de los intercambiadores de calor
y de lasnormas TEMA y ASME, antes de realizar el proceso de cálculo.
Es necesario ingresar todos los datos indispensables para el diseño, tanto en el
programa de Excel como en el software HTRI, antes de ejecutar el proceso de
cálculo.
Para un correcto uso del programa en Excel, se debe leer previamente el “Manual
de operación del usuario”.
- 136 -
La base de datos de los fluidos empleados en el programa de Excel es limitada,
por lo que se recomienda que en base a necesidades futuras ésta sea ampliada.
El fluido caliente debe circular por el lado de los tubos y el fluido frio por el lado de
la coraza, únicamente si los factores de obstrucción y caídas de presión lo
permiten.
Para el cálculo de las propiedades físicas de los fluidos derivados del petróleo, se
emplea tablas en base a la temperatura y GAPI, tomando en cuenta que ninguna
substancia de la naturaleza se encuentra en estado puro, se podría adicionar otro
método de cálculo en base a la composición molar de cada substancia.
El dimensionamiento del intercambiador de calor podría variar de acuerdo a las
necesidades del diseño mecánico, variando así la eficiencia térmica previamente
calculada.
Existen parámetros que pueden limitar el diseño del intercambiador de calor tales
como, disponibilidad de materiales, área física disponible, proceso que se va
realizar, los demás criterios dependerán de la experiencia del diseñador.
REFERENCIAS BIBLIOGRÁFICAS
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Universidad Nacional Experimental Politécnica “Antonio José de Sucre”
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generalidades y aplicaciones, Sartenejas: Universidad Simón Bolívar,
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KEITH ESCOE A. Mechanical Design of Process Systems.Volume 2. Estados Unidos:
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KREITH, F. y BLACK, W. La Transmisión de Calor Principios Fundamentales.
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VALENZUELA, Ramiro. Apuntes de Transferencia de Calor. Escuela Superior
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2012 - 01 - 10
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2012 - 01 - 13
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2012 - 02 - 05
PETRÓLEO
http://es.wikipedia.org/wiki/Petr%C3%B3leo